REALIZZAZIONE MURO PARAONDE E ADEGUAMENTO DELLA DIGA FORANEA

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1 REALIZZAZIONE MURO PARAONDE E ADEGUAMENTO DELLA DIGA FORANEA Responsabile Unico del Procedimento Ing. Fabrizio Morelli Gruppo di progettazione Ing. Gianfranco Boninsegni Geol. Simona Cerretini Geom. Stefano Aiudi Arch. Alessandro Rosselli Geom. Antonello Mazzolin Progettista Collaboratore alla progettazione Collaboratore alla progettazione Collaboratore alla progettazione Coordinatore per la sicurezza PROGETTO PRELIMINARE Relazione idraulico - marittima Scala _: TAV. Dicembre 2015

2 INDICE PREMESSA... 3 LIVELLI PRESTAZIONALI DELL OPERA E SCENARI DI PROGETTO... 4 Overtopping... 4 Stabilità idraulica della mantellata... 5 Scenari di progetto... 6 PROPAGAZIONE DEGLI SCENARI DI PROGETTO... 7 Caratteristiche degli scenari di progetto nei pressi della diga del porto di Marina di Campo... 9 SEZIONI DI VERIFICA DELLA DIGA Stato attuale Stato di progetto VERIFICA DELLA PORTATA DI OVERTOPPING Verifiche di overtopping nello stato attuale Verifiche di overtopping nello stato di progetto DIMENSIONAMENTO DELLA SCOGLIERA DI PROGETTO Dimensionamento degli elementi della mantellata Protezione al piede Dimensionamento finale dell'opera BIBLIOGRAFIA

3 PREMESSA La presente relazione descrive gli studi idraulico-marittimi eseguiti a supporto del progetto di realizzazione del muro paraonde e di adeguamento della diga foranea del. Le verifiche effettuate sulle sezioni attuali della diga hanno evidenziato la necessità di proseguire la realizzazione del muro paraonde nel tratto sprovvisto e di adeguare la scogliera, al fine di aumentarne la stabilità sotto l azione del moto ondoso incidente. Conseguentemente, è stato redatto il presente progetto preliminare che prevede: la realizzazione del muro paraonde in calcestruzzo armato nei 70 m del secondo tratto della diga di sopraflutto di Marina di Campo, previa la realizzazione della struttura di fondazione negli ultimi 20 m; l'adeguamento della scogliera lungo tutta la diga, con realizzazione di vasca di dissipazione (ad eccezione delle sezioni più vicine alla radice), mantellata, strato di filtro, nucleo (ove necessario) e protezione al piede in massi naturali; la realizzazione del riccio a protezione della testata, con sezione in scogliera con le stesse caratteristiche descritte in precedenza; l'ampliamento (verso l'area portuale) dell'ultimo tratto della banchina al fine di consentire l'inversione dei mezzi di soccorso che dovessero accedere alla diga foranea. Al fine di contenerne il più possibile l'impatto paesaggistico, è stato previsto di prolungare il muro paraonde con un'altezza di un metro inferiore rispetto al primo tratto, mantenendo comunque la sezione in modo tale da poterlo eventualmente rialzare raggiungendo la quota del primo tratto. La mantellata della nuova scogliera è stata dimensionata in base all'altezza d'onda incidente al variare del periodo di ritorno, ritenendo come economicamente ammissibile l assenza di danneggiamenti per eventi con periodo di ritorno basso (fino a 30 anni) e livelli di danno intermedi per gli eventi più rari (T r = 100 anni), senza giungere a rottura. Tale soluzione è stata verificata nella presente relazione e insieme allo stato attuale ed ad altre due varianti progettuali, direttamente su modello fisico 2D (in corrispondenza della sezione più gravosa), mediante una serie di prove realizzate nel laboratorio di Ingegneria Marittima (LABIMA) dell'università degli Studi di Firenze. Tali prove hanno confermato su prototipo l'efficienza della configurazione progettuale adottata. La presente relazione idraulico-marittima è stata sviluppata secondo il seguente schema: definizione dei livelli prestazionali dell opera e dei corrispondenti scenari di progetto; trasferimento degli eventi di progetto da largo fino a costa ed estrazione delle caratteristiche del moto ondoso nei pressi della diga del porto; verifica della portata di overtopping allo stato attuale; verifica della portata di overtopping allo stato di progetto; dimensionamento della scogliera di progetto. Per la descrizione delle prove in vasca e dei risultati ottenuti si rimanda direttamente alla relazione tecnica "Prove su modello fisico 2D per la realizzazione del muro paraonde e adeguamento della diga foranea del porto di Marina di Campo" redatta dal LABIMA ed allegata al presente progetto. 3

4 LIVELLI PRESTAZIONALI DELL OPERA E SCENARI DI PROGETTO Il progetto di adeguamento della sezione della diga foranea di Marina di Campo è stato redatto in base alle capacità prestazionali fissate in merito ai fenomeni di tracimazione (overtopping) ed alla stabilità idraulica della scogliera. Overtopping La portata di overtopping è definita come la quantità di acqua (espressa in l/s o in m 3 /s) che per unità di lunghezza tracima la struttura per effetto dell azione del moto ondoso ed è funzione in particolare di R c, quota sul l.m.m. della cresta dell opera, definita come il punto oltre il quale il flusso tracimante non può più tornare verso il mare aperto. Le verifiche di overtopping rappresentano un elemento fondamentale nella progettazione di un opera portuale ed è utilizzato per determinare il livello di cresta e la geometria della sezione al fine di ottenere valori accettabili (per la struttura e in funzione dell utilizzo previsto) della portata media di tracimazione (q). Valori di q suggeriti per i possibili utilizzi dell opera sono riportati in Tabella 1. Portata media di overtopping [l/s/ml] PEDONI Pericoloso per pedoni ignari con non chiara visione del mare, turbati o spaventati, su camminamenti stretti o in prossimità del bordo Pericoloso per pedoni coscienti con chiara visione del mare, non turbati o spaventati, su camminamenti ampi q > 0.03 q > 0.1 Pericoloso per personale qualificato, ben attrezzato e protetto, con tracimazione solo ai livelli più bassi, e basso rischio di caduta da passerella q > 1-10 VEICOLI Pericoloso per guida a velocità moderata o elevata, per tracimazione impulsiva o getti ad alta velocità q > Pericoloso per guida a velocità bassa e tracimazione solo ai livelli più bassi q > IMBARCAZIONI Affondamento di piccole imbarcazioni situate a 5-10 m dalla parete, danni ai grandi yacht q > 10 Danni significativi o affondamento di grandi yacht q > 50 EDIFICI Nessun danno q < Danni minori < q < 0.03 Danni strutturali q > 0.03 STRUTTURE DI DIGHE O DI ARGINI A MARE Nessun danno q < 2 Danni se cresta non protetta 2 < q < 20 Danni se il lato posteriore non è protetto 20 < q < 50 Danni anche se tutto protetto q > 50 RIVESTIMENTO DI STRUTTURE DI DIGHE O DI ARGINI A MARE Nessun danno q < 50 Danni se non vi è pavimentazione 50 < q < Danni anche se vi è pavimentazione q > Tabella 1 Valori di q suggeriti (da Allsop et al. 5) 4

5 La banchina retrostante la diga di sopraflutto di Marina di Campo è destinata all ormeggio delle imbarcazioni, pertanto sulla base dei valori riportati in Tabella 1, il valore limite di riferimento per le verifiche di overtopping è da ritenersi pari a 10 l/s/ml per eventi con periodo di ritorno fino a anni, in modo da scongiurare il più possibile affondamenti di imbarcazioni, anche in occasione di mareggiate estreme. Stabilità idraulica della mantellata Il livello di danneggiamento di una diga a gettata è convenzionalmente rappresentato dal parametro di danno adimensionale S d (Broderick, 1983) funzione dell area erosa A e (in m 2 ) della mantellata intorno al livello marino (vedi Figura 1) e del D n50, cioè del diametro nominale dell'elemento di massa (espressa in kg) mediana della mantellata, cioè tale che ( 50 ) r 3 M 50 = D n ρ, con ρ r densità dell elemento. Figura 1 Esempio di parametro del danno S d basato sull area erosa A e (da CIRIA et al., 6) Il danneggiamento di una struttura di questo tipo viene solitamente suddiviso nei seguenti livelli: inizio del danno o condizione di nessun danno, in cui il livello di danneggiamento è inferiore al 5%; danno intermedio; rottura, che identifica una situazione in cui il doppio strato di elementi della mantellata è stato rimosso ed è visibile lo strato sottostante (filtro). Valori di riferimento per tali livelli sono riportati al variare della pendenza della mantellata (espressa dalla cotα, dove α è l angolo sull orizzontale) in Tabella 2. Viste le caratteristiche delle dighe a gettata, strutture modellate dall azione del moto ondoso e soggette di conseguenza a periodici interventi di manutenzione ed in funzione delle valutazioni economiche circa la realizzazione dell intervento ed il suo mantenimento nel tempo, sono stati scelti come criteri ammissibili di progettazione le seguenti condizioni: per scenari di progetto con T r 30 anni condizione di inizio del danno; 5

6 per scenari di progetto con 30 < Tr 100 anni condizione di danno intermedio, ammettendo cioè per gli eventi estremi più rari la possibilità di danneggiamento senza però arrivare a rottura. cotα Livello del danno Inizio Intermedio Rottura Tabella 2 - Valori del parametro del danno S d al variare della pendenza della mantellata (α ) e delle condizioni di danno ammesse (da CIRIA et al., 6). Scenari di progetto Gli scenari di progetto per le verifiche della diga di sopraflutto del porto di Marina di Campo sono rappresentati dalle condizioni d onda che si possono verificare, al variare del periodo di ritorno, in concomitanza con il sovralzo del livello medio marino, al fine di adottare un approccio cautelativo, Nello studio meteo marino, allegato al presente progetto, sono stati ricavati i valori estremi del moto ondoso al largo e del sovralzo del livello marino, in base ai quali sono stati definiti gli scenari di progetto riportati in Tabella 3 T R [yr] H Tr S Tabella 3 Scenari di progetto per le verifiche della diga di sopraflutto 6

7 PROPAGAZIONE DEGLI SCENARI DI PROGETTO Le condizioni d onda relative agli scenari di progetto (vedi Tabella 3) sono state propagate a costa facendo variare, per ciascun periodo di ritorno, la direzione di provenienza con passo di 20 fra i limiti del settore di traversia individuato nello studio meteomarino, per un totale di 45 condizioni d onda (vedi Tabella 4). I valori del periodo di picco T p sono stati stimati in base alla correlazione individuata nello studio meteomarino in ciascuno dei due punti di analisi (vedi tabella 2 dello studio meteomarino). T R [yr] H Tr S T p [s] Dir [ N] Tabella 4 Condizioni d onda degli scenari di progetto propagate a riva (per ciascuno degli scenari sono state utilizzate tutte le direzioni di provenienza indicate) La propagazione a riva è stata effettuata tramite il modello spettrale Mike 21 SW che consente di simulare i principali fenomeni fisici che determinano la trasformazione delle onde dal largo fino alle profondità minori (rifrazione, dissipazioni dovute all'attrito col fondo, al "white-capping" e al frangimento, interazioni non lineari onda - onda, shoaling), sfruttando una griglia non strutturata a maglia triangolare "flessibile". Nel dominio del tempo è stata utilizzata la formulazione "quasy stationary" (considerando quindi le varie condizioni d onda indipendenti tra loro) mentre nel domino della frequenza, al fine di simulare in maniera accurata gli effetti della propagazione sullo spettro del moto ondoso, è stata utilizzata la formulazione "fully spectral", basata sulla conservazione dell'energia del moto ondoso, che simula l'evoluzione dello spettro in funzione delle variabili direzione-frequenza. Il dominio di calcolo su cui è stato impostato il modello di largo copre l intero golfo di Marina di campo e si estende verso largo fino alla profondità di circa 80 m, con risoluzione (intesa come lato dei triangoli della maglia) variabile tra 250 m al largo e 15 m a partire dalla profondità di 20 m circa (vedi Figura 2). Inoltre, al fine di simulare correttamente la trasformazione del moto ondoso sui fondali antistanti il piede della diga, la risoluzione è stata aumentata (utilizzando triangoli con 5 m di lato) nei pressi della diga, fino ad una distanza di 100 m, corrispondente a più di una lunghezza d onda al piede nello scenario di progetto più gravoso. Il modello digitale dei fondali è stato ottenuto utilizzando i dati delle Carte Nautiche disponibili per quest'area ed i rilievi di dettaglio di ottobre-novembre 2014 eseguiti dall'. Nel trasferimento delle onde a riva è stato considerato l'effetto dovuto alla scabrezza del fondale, al frangimento, al white-capping e gli effetti non lineari di 7

8 trasferimento dell'energia dello spettro. Alcuni esempi dei risultati della propagazione sono visibili in Figura 3 e Figura 4. Figura 2 - Modello per la propagazione degli scenari di progetto a costa Figura 3 - Mappa dell' altezza d'onda significativa in caso di evento con H m0 =6.9 m e MWD=140 N 8

9 Figura 4 - Mappa dell' altezza d'onda significativa in caso di evento con H m0 =6.9 m e MWD=140 N Caratteristiche degli scenari di progetto nei pressi della diga del porto di Marina di Campo I risultati della propagazione delle condizioni d'onda sono stati estratti in corrispondenza di quattro punti sui fondali antistanti la diga di sopraflutto del porto di Marina di Campo, posti a m circa di distanza dall'attuale quota zero della mantellata. Le caratteristiche dei quattro punti (vedi Figura 5) sono riportate in Tabella 5. Punto Coordinate WGS84 Est Nord Profondità A B C D Tabella 5 - Caratteristiche dei punti di estrazione presso la diga di sopraflutto I parametri del moto ondoso estratti in ciascun punto dai risultati della propagazione ottenuti con il modello sono i seguenti: H m0 valore dell'altezza d'onda significativa spettrale in m; T p valore del periodo di picco in s; T s valore del periodo medio in s; 9

10 T m-1,0 valore del periodo medio spettrale in s; MWD direzione media del moto ondoso in gradi [ N]. Figura 5 - Punti di estrazione dei risultati nei pressi della diga di sopraflutto del porto di Marina di Campo L'analisi dei risultati (vedi Figura 3, Figura 4, Tabella 6, Tabella 7, Tabella 8 e Tabella 9) mette in evidenza che per effetto della morfologia dei fondali all'interno del Golfo di Campo, i processi di rifrazione modificano le caratteristiche del moto ondoso durante la propagazione da largo verso riva, determinando la rotazione dei fronti d'onda che sottocosta tendono a disporsi ortogonalmente alla direzione di 130 N. La rotazione dei fronti d'onda determina una dissipazione d'energia del moto ondoso che giunge sottocosta con valori di altezza d'onda minori rispetto alle caratteristiche al largo. Tale riduzione risulta particolarmente evidente per le direzioni di provenienza al largo più inclinate verso sud (con riduzioni fino a circa il 30% nei punti di estrazione) mentre presenta valori minori (circa il 65%) per le direzioni di provenienza al largo 130 N. All'effetto della rifrazione si aggiunge inoltre quello dovuto al frangimento per effetto della profondità limitata, che nei punti di estrazione a profondità minori limita ulteriormente l'altezza d'onda. Per effetto di tali fenomeni, i valori massimi ottenuti nei punti di estrazione davanti alla diga sono dovuti alle condizioni d'onda provenienti da 140 N che subiscono rotazioni molto contenute, giungendo a costa con direzioni prossime ai 130 N. In base a tali considerazioni, al fine di individuare le condizioni d'onda più gravose possibili sui fondali antistanti la diga, sono stati propagati gli scenari di progetto anche con direzione di provenienza al largo 130 N (vedi Tabella 10). 10

11 T r Condizioni al largo Condizioni davanti alla diga - punto A liv H s T p [s] MWD [ N] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] Tabella 6 - Caratteristiche degli scenari di progetto al largo e nel punto di estrazione A. I grigio sono evidenziati i valori massimi per ciascun periodo di ritorno 11

12 T r Condizioni al largo Condizioni davanti alla diga - punto B liv H s T p [s] MWD [ N] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] Tabella 7 - Caratteristiche degli scenari di progetto al largo e nel punto di estrazione B. In grigio sono evidenziati i valori massimi per ciascun periodo di ritorno 12

13 T r Condizioni al largo Condizioni davanti alla diga - punto C liv H s T p [s] MWD [ N] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] Tabella 8 - Caratteristiche degli scenari di progetto al largo e nel punto di estrazione C. In grigio sono evidenziati i valori massimi per ciascun periodo di ritorno 13

14 T r Condizioni al largo Condizioni davanti alla diga - punto D liv H s T p [s] MWD [ N] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] Tabella 9 - Caratteristiche degli scenari di progetto al largo e nel punto di estrazione D. In grigio sono evidenziati i valori massimi per ciascun periodo di ritorno 14

15 T r Condizioni al largo Condizioni davanti alla diga - punto A liv H s T p [s] MWD [ N] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] T r Condizioni al largo Condizioni davanti alla diga - punto B liv H s T p [s] MWD [ N] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] T r Condizioni al largo Condizioni davanti alla diga - punto C liv H s T p [s] MWD [ N] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] T r Condizioni al largo Condizioni davanti alla diga - punto D liv H s T p [s] MWD [ N] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] Tabella 10 - Caratteristiche degli scenari di progetto al largo e nei punti di estrazione per gli scenari di progetto con direzione di provenienza al largo 130 N 15

16 Anche i risultati della propagazione degli eventi provenienti da 130 N hanno confermato che le condizioni più gravose per la verifica della diga sono dovute agli eventi provenienti da 140 N. A favore di sicurezza, fra tutti i risultati della propagazione delle onde provenienti dal settore di traversia, sono stati assunti come rappresentativi degli scenari di progetto sui fondali antistanti i valori relativi alla direzioni di provenienza 140 N (vedi Tabella 11, Tabella 12, Tabella 13 e Tabella 14). Tali valori, estratti sui fondali antistanti la diga, sono da considerarsi rappresentativi delle condizioni degli scenari di progetto al piede dell'opera. Scenari di progetto al piede della diga - punto A T R [yr] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] Tabella 11 - Scenari di progetto al piede della diga di sopraflutto nel punto A Scenari di progetto al piede della diga - punto B T R [yr] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] Tabella 12 - Scenari di progetto al piede della diga di sopraflutto nel punto B 16

17 Scenari di progetto al piede della diga - punto C T R [yr] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] Tabella 13 - Scenari di progetto al piede della diga di sopraflutto nel punto C Scenari di progetto al piede della diga - punto D T R [yr] H m0 T p [s] T m [s] T m-1,0 [s] MWD [ N] Tabella 14 - Scenari di progetto al piede della diga di sopraflutto nel punto D 17

18 SEZIONI DI VERIFICA DELLA DIGA Per verificare le capacità prestazionali della diga di sopraflutto del porto di Marina di Campo nello stato attuale e di progetto sono state individuate quattro sezioni (sezioni 1p, 2p, 3p e 4p, vedi Figura 6) distribuite lungo l'asse dell'opera. Le caratteristiche del moto ondoso al piede di ciascuna sezione sono definite dai valori del corrispondente punto individuato sui fondali antistanti, secondo uno schema che può essere così riassunto: sezioni 1p e 2p - punto D; sezione 3p - punto C; sezione 4p - punti A e B. Figura 6 - Sezioni di verifica della diga di sopraflutto del porto di Marina di Campo Negli elaborati grafici è stata aggiunta la sezione 5p in corrispondenza del riccio di testata ai fini del computo metrico. Stato attuale Le caratteristiche delle sezioni della diga allo stato attuale sono state definite in base al rilievo di dettaglio effettuato dall' tra ottobre e novembre 2014, che in particolare ha consentito di ricavare l'andamento del tratto emerso e sommerso dell'attuale mantellata della diga in corrispondenza delle quattro sezioni di verifica. Prendendo a riferimento a titolo d'esempio la sezione 2p (vedi ) e la sezione 4p (vedi ) e rimandando direttamente agli elaborati grafici per le restanti, è possibile notare che: 18

19 la berma presenta quota sempre superiore ai 2 m s.l.m.m. (raggiungendo un valore massimo di m sl.m.m.) e larghezza fortemente variabile, a causa del profilo irregolare della scogliera; la pendenza della mantellata varia tra 1 a 2 nelle due sezioni più vicine alla radice e 2 a 3 in quelle verso la testata, dove il fondale al piede raggiunge le profondità maggiori fino a -11 m sl.m.m.. Le quattro sezioni individuate presentano allo stato attuale differenze importanti (vedi anche elaborati grafici): le sezioni 1p e 2p si trovano nel primo tratto della diga, provvisto di muro paraonde con paramento esterno inclinato di 70 circa e quota di coronamento pari a 6.6 m sopra il livello medio marino; la sezione 3p si trova nel secondo tratto della diga, sprovvisto del muro paraonde; la sezione 4p si trova nella parte finale del secondo tratto della diga, in prossimità della testata ed è sprovvista sia del muro paraonde che della struttura di fondazione sottostante. Stato di progetto Le sezioni di progetto (vedi elaborati grafici) sono state previste con le seguenti caratteristiche: muro paraonde con forma analoga a quello presente nel primo tratto (paramento esterno inclinato di 70 circa) ma quota di coronamento pari a 5.5 m s.l.m.m., cioè 1.1 m più bassa; mantellata in massi con pendenza 1 a 2 e berma a quota m s.l.m.m. larga circa 3 D n50 ; vasca di dissipazione (di larghezza 1.7 m sul fondo e 2.3 m in sommità) tra il muro paraonde e il limite interno della berma della mantellata; protezione al piede, in caso di profondità dei fondali superiore a 5 m, realizzata in scogliera con berma a quota compresa tra - 5 e -7 m s.l.m.m., larga 5 m e pendenza dei lati inclinati 1 a 1. A tali caratteristiche si aggiunge l'ampliamento interno dell'ultimissimo tratto della banchina (10 m a partire dalla testata) realizzato a massi sovrapposti in calcestruzzo e coronamento antiriflettente, come meglio descritto negli elaborati grafici. 19

20 VERIFICA DELLA PORTATA DI OVERTOPPING Per il calcolo della portata di overtopping è stato seguito la metodologia indicata nell Overtopping Manual (7) utilizzando sia le formule empiriche disponibili sia il calcolo attraverso le reti neurali (NN - Neural Network). Nel caso di dighe con mantellata in massi e profilo semplice, la portata media di overtopping q può essere calcolata tramite la formula seguente: q g H 3 m0 a exp b H dove a e b sono dei coefficienti assegnati, γ f è il fattore di rugosità e γ β è il fattore di riduzione per onde oblique pari a: m 0 R c γ f γ γ β = β per 0 β 80 con β angolo tra la direzione di provenienza dell'onda e la normale all'asse della diga. Per valori di β maggiori di 80, può essere utilizzato il risultato con β=80. I valori dei coefficienti a e b (vedi Tabella 15) sono assegnati in funzione dell approccio seguito per la progettazione che può essere di tipo probabilistico o deterministico, utilizzando il primo si ottiene il valore medio della q, mentre con il secondo, maggiormente cautelativo, si ottiene un valore corrispondente alla somma della media e della deviazione standard che consente di tener conto delle incertezze contenute nelle formule. Riferendosi ad una distribuzione Gaussiana, il valore di q calcolato con l approccio deterministico ha il 68.3% di probabilità di non essere superato. Coefficiente Approccio probabilistico Approccio deterministico a b Tabella 15 - Valori dei coefficienti per la formula dell'overtopping β Per dighe con berma della mantellata di una certa ampiezza, è possibile tener conto del fattore di riduzione C r pari a. G = c C 3.06 exp 1.5 r H m0 dove G c è l'ampiezza della berma della mantellata. Per valori di G c inferiori a 0.75 H m0 non si ha riduzione ed il valore di C r dev'essere posto pari a 1. Le Reti Neurali (NN - Neural Network) sono strutturate in forma di strati, dentro ai quali vi sono uno o più processi di elaborazioni chiamati neuroni e le previsioni sono basate sui risultati di 8372 prove su modello fisico a piccola scala. La NN per il calcolo della portata di overtopping è stata sviluppata nel progetto europeo CLASH e si basa su tre strati differenti: il primo contiene gli input, il secondo (hidden layer) riceve informazioni dal precedente, gli assegna un certo peso sulla base dei risultati della calibrazione della NN e produce dei risultati che sono forniti come output nell ultimo strato. L'utilizzo delle Reti Neurali consente di tener conto di molti più parametri rispetto alla formule empirica descritta 20

21 in precedenza. In particolare, per effettuare il calcolo è necessario fornire 15 parametri (vedi Figura 7): 4 inerenti le caratteristiche del moto ondoso al piede dell'opera (altezza d onda significativa H m0, periodo T m-1,0, angolo dell onda β e profondità davanti alla struttura h) ed i restanti 11 di tipo strutturale. Fra quest ultimi, due caratterizzano il piede della struttura (ampiezza B t e profondità h t della berma della protezione al piede), due la pendenza della struttura (cot(α d ), cot(α u )), tre l'eventuale berma presente lungo la mantellata (B, h b, α b ), tre la cresta (quota R c, quota A c e ampiezza G c della berma della mantellata) ed uno la rugosità media di tutta la struttura (γ f ). Figura 7 - Parametri necessari per il calcolo dell'overtopping con la NN (da Il calcolo è stato effettuato con il software reso disponibile da Deltares sul sito web che in funzione dello scenario di verifica fornisce il valore di q ed i suoi principali percentili (dal 2.5% al 97.5%, vedi Figura 8). Come mostrato nell'esempio, il software applica inoltre un fattore di correzione che tiene conto degli effetti di scala rispetto ai test condotti sui prototipi in laboratorio. Figura 8 - Esempio di valori di input e di output forniti dal software sul sito Nel seguito sono riportati i risultati delle verifiche di overtopping condotte sia nello scenario attuale che in quello di progetto. Le verifiche sono state effettuate tramite sia la formula empirica (adottando l'approccio deterministico, indicando nel seguito il risultato corrispondente come q det ) sia con la NN, ricavando in particolare il valore di q e di q 75. In entrambi i casi, a favore di sicurezza, il fattore di rugosità γ f è stato posto pari a 0.45, valore intermedio tra quello consigliato per scogliere con mantellata a doppio strato e nucleo permeabile (0.40) e quello per scogliere con mantellata a doppio 21

22 strato e nucleo impermeabile (0.55). Nel calcolo è stato considerato la direzione dell'asse della diga per la sezione di riferimento (espresso come angolo rispetto al nord della normale all'asse α diga ) ed il sovralzo relativo allo scenario di riferimento, ottenendo il valore d del fondale di progetto utilizzato nelle verifiche. La verifica della sezione 1p è stata omessa, considerandola analoga alla sezione 2p. La verifica della sezione 4p è stata condotta utilizzando le caratteristiche di moto ondoso estratte nel punto A, più gravose di quelle del punto B. Le quote altimetriche della diga sono state modificate in funzione del sovralzo ed il calcolo è stato arrestato per valori di q superiori a l/s/ml. Come mostrato nel seguito, i valori ottenuti con la formula empirica differiscono anche sensibilmente da quelli ottenuti con le reti neurali. Pertanto, adottando un approccio cautelativo, per ogni scenario di verifica ci si riferirà al valore massimo ottenuto. Verifiche di overtopping nello stato attuale Le verifiche condotte sullo stato attuale (vedi Tabella 16, Tabella 17 e Tabella 18) mettono in evidenza la forte criticità che caratterizza la diga di sopraflutto nelle sezioni prive di muro paraonde: bastano onde con periodo di ritorno di 2 anni per determinare possibili affondamenti di imbarcazioni piccole in corrispondenza della sezione 3p (q > 10 l/s/ml) e poco superiori (T R 3 anni) per affondamenti di grossi yacht nella sezione 4p (q > 50 l/s/ml). Inoltre, in caso di eventi estremi con periodo di ritorno elevato le portate di tracimazione possono provocare seri danni alla struttura stessa della diga. Per le sezioni invece più vicine alla radice provviste di muro paraonde (sezione 2p), i risultati sono nettamente migliori e valori pericolosi per le piccole imbarcazioni non sono mai raggiunti. h B t h t γ f [-] cotα [-] Sezione 2p R c [m s.l.m.] A c [m s.l.m.] Punto D di estrazione parametri per scenari di progetto T R [yr] H m0 T m-1,0 [s] MWD [ N] β [ ] d q det [l/s/ml] q [l/s/ml] G c α diga [ N] q 75 [l/s/ml Tabella 16 - Risultati delle verifiche di overtopping per la sezione 2p nello stato attuale 22

23 h B t h t γ f [-] cotα [-] Sezione 3p R c [m s.l.m.] A c [m s.l.m.] G c α diga [ N] Punto C di estrazione parametri per scenari di progetto T R [yr] H m0 T m-1,0 [s] MWD [ N] β [ ] d q det [l/s/ml] q [l/s/ml] q 75 [l/s/ml > > Tabella 17 - Risultati delle verifiche di overtopping per la sezione 3p nello stato attuale h B t h t γ f [-] cotα [-] Sezione 4p R c [m s.l.m.] A c [m s.l.m.] G c α diga [ N] Punto A di estrazione parametri per scenari di progetto T R [yr] H m0 T m-1,0 [s] MWD [ N] β [ ] d q det [l/s/ml] q [l/s/ml] q 75 [l/s/ml > > > > > > > > > > > Tabella 18 - Risultati delle verifiche di overtopping per la sezione 4p nello stato attuale Le prove in vasca effettuate dal LABIMA hanno confermato gli elevati valori di overtopping che caartterizzano nello stato attuale la sezione 4p 23

24 Verifiche di overtopping nello stato di progetto I calcoli nello stato di progetto sono stati condotti tenendo conto della presenza della vasca, aumentando la dimensione della berma di conseguenza. Le verifiche condotte mettono chiaramente in evidenza i benefici offerti dall'intervento. In particolare, l'adeguamento della mantellata (con berma a quota 4.5 m sul livello medio marino e pendenza 1 a 2) e la realizzazione del muro paraonde nel secondo tratto della diga (con quota di coronamento a m s.l.m.m.) consentono di ridurre drasticamente le portate di tracimazione, che nelle sezioni 3p e 4p si mantengono sempre sotto inferiori ai 10 l/s/ml (vedi Tabella 20 e Tabella 21) ad eccezione solo degli eventi più rari (con periodo di ritorno di 100 anni) nella sezione 4p più vicina alla testata. La modifica della scogliera inoltre consente di ridurre le portate di overtopping anche nelle sezioni più vicine alla radice già provviste di muro paraonde (sezione 2p), riducendo ulteriormente i valori di tracimazione (vedi Tabella 21). La prove in vasca del LABIMA hanno confermato l'efficienza della soluzione progettuale adottata, ottenendo valori di overtopping inferiori ai 10 l/s/ml anche per gli eventi più estremi con periodo di ritorno di 100 anni. h B t h t γ f [-] cotα [-] Sezione 2p R c [m s.l.m.] A c [m s.l.m.] G c α diga [ N] Punto D di estrazione parametri per scenari di progetto T R [yr] H m0 T m-1,0 [s] MWD [ N] β [ ] d q det [l/s/ml] q [l/s/ml] q 75 [l/s/ml Tabella 19 - Risultati delle verifiche di overtopping per la sezione 2p nello stato di progetto 24

25 h B t h t γ f [-] cotα [-] Sezione 3p R c [m s.l.m.] A c [m s.l.m.] G c α diga [ N] Punto C di estrazione parametri per scenari di progetto T R [yr] H m0 T m-1,0 [s] MWD [ N] β [ ] d q det [l/s/ml] q [l/s/ml] q 75 [l/s/ml] Tabella 20 - Risultati delle verifiche di overtopping per la sezione 3p nello stato di progetto h B t h t γ f [-] cotα [-] Sezione 4p R c [m s.l.m.] A c [m s.l.m.] G c α diga [ N] Punto A di estrazione parametri per scenari di progetto T R [yr] H m0 T m-1,0 [s] MWD [ N] β [ ] d q det [l/s/ml] q [l/s/ml] q 75 [l/s/ml] Tabella 21 - Risultati delle verifiche di overtopping per la sezione 4p nello stato di progetto 25

26 DIMENSIONAMENTO DELLA SCOGLIERA DI PROGETTO La nuova scogliera di progetto sarà realizzata in massi naturali con berma a quota 4.5 m sopra il livello medio marino e pendenza pari a 1 su 2, come illustrato in precedenza. Gli elementi costituenti la mantellata e la protezione al piede sono stati progettati in base ai livelli prestazionali descritti in precedenza. Dimensionamento degli elementi della mantellata Per il dimensionamento degli elementi della mantellata esterna nella pratica progettuale si è soliti fare riferimento alle formule di Van der Meer (1988) che consentono di tener conto di alcuni parametri importanti, quali il livello di danno atteso e la durata dell evento. Tali formule sono esplicitate in funzione del parametro di stabilità con ξ cr c pl = cs P 0.31 H S = c pl P Dn50 H S = cs P Dn50 tanα P S d N 0.2 S d N 0.18 plunging ( ξ m < ξcr ) o surging ( ξ m ξcr ), dove: c pl = 6.2; c s =1.0; ( ξ ) 0.5 m cotα ( ξ ) m H s D per ξ P n50 m per ξ : < ξ m cr ξ parametro di surf-similarity che individua se l onda frangente è di tipo è la densità relativa, pari a ρ r /ρ w 1 dove ρ r è la densità dei massi e ρ w è la densità dell acqua di mare; α è la pendenza della mantellata ( ); S d è il parametro del danno (vedi Tabella 2), variabile in funzione della pendenza della mantellata e del livello di danno ammissibile durante la mareggiata; P è il parametro che indica la porosità dell opera (vedi Figura 9), variabile fra 0.1 e 0.6; H s è l altezza d onda significativa, pari al valore di H 1/3 delle onde incidenti al piede dell opera; ξ m è il parametro di surf-similarity riferito al periodo medio T m pari a: tanα ξ m = 2 H S sm = π 2 sm con g Tm N è il numero di onde incidenti al piede della scogliera, funzione della durata dell evento e può essere stimato tramite la seguente formula: durata ( h) N = 3600 T ( s) m cr 26

27 Figura 9 - Parametro P di porosità dell opera (Van der Meer, 1988, tratta da CIRIA et al., 6) Le formule di Van der Meer sopra descritte sono valide per condizioni di acque profonde, in cui il rapporto tra la profondità e la massima altezza d onda al piede (d/h stoe ) è maggiore di 3 ed il rapporto tra l altezza d onda al piede e al largo (H stoe /H s0 ) è maggiore del 90% (CIRIA et al., 6). In condizioni di profondità limitata (shallow water, d/h stoe <2 e H stoe /H s0 <0.7), a causa della diversa distribuzione statistica del moto ondoso, tali formule escono dal campo di validità ed è necessario ricorrere alla versione riadattata da Van Gent et al. (4): H S = c pl P Dn50 H S = cs P Dn50 dove: c pl = 8.4; c s =1.3; S d H S s 1,0 N H 2% 0.2 S d H S cotα N H 2% 0.18 ( ξ ) 0.5 ( ξ ) P s 1,0 per ξ s 1,0 per ξ ξ s-1,0 è il parametro di surf-similarity riferito al periodo medio spettrale T m-1,0 pari a : tanα 2π H s ξ s 1,0 = con ss 1,0 = 2 s g T s 1,0 m 1,0 dove H s è l'altezza d'onda significativa al piede dell opera, pari ad H 1/3 dall analisi nel dominio del tempo; H 2% è l altezza d onda al piede che ha una probabilità del 2% di superare il valore di H s. Per determinare i valori di H 2% e di H 1/3 al piede dell'opera è necessario analizzare la distribuzione statistica delle onde in acque basse, che può essere descritta ricorrendo ad una combinazione di due ; < ξ s 1,0 cr ξ cr 27

28 distribuzioni di Weibull per descrivere l'altezza d'onda nella zona dei frangenti e in condizioni di shallow water (Battjes and Groenendiik, 0): 2 ( ( H / H1 ) ) 3. ( H / H ) 1 exp per H < H tr P( H ) = P( H < H ) = 6 1 exp( 2 ) per H H tr dove H 1 e H 2 sono parametri di scala e H tr è l'altezza d'onda di transizione definita da: H tr ( f ) d = tan dove tan f e d sono la pendenza e la profondità dal fondale. Adottando questo approccio, per alcuni valori del rapporto tra H tr e l altezza media quadratica H rms sono stati ricavati i principali parametri statistici della distribuzione dell'altezza d'onda (ad esempio H 2%, H 1/10 e H 1/3 vedi Tabella 22) normalizzati in funzione di H rms. H tr / H rms H 1/10 / H rms H 2% / H rms H 1/3 / H rms Tabella 22 - Altezze d'onda caratteristiche normalizzate al variare del rapporto H tr / H rms (dati da Battjes and Groenendiik, 0) Il valore di H rms in acque basse può essere ricavato direttamente dal valore dell'altezza d'onda spettrale H m0 tramite la relazione H [ ( / rms + H m0 d )] H m0 =. Noto il valore di H rms è possibile ricavare le altezze d onda caratteristiche definite dall analisi nel dominio del tempo. In condizioni intermedie, è consigliabile utilizzare sia le formulazioni per acque profonde che quelle per profondità limitate adottando il valore massimo fra i due. Per entrambe le formulazioni i valori di c pl e c s riportati rappresentano i valori mediani ottenuti nelle varie prove utilizzate per ricavare le formule, quelli cioè che riescono ad interpolare più correttamente tutti i dati ottenuti. Da un punto di vista probabilistico, utilizzare tali valori per verificare la stabilità in un dato scenario equivale ad ammettere che vi sia una probabilità del 50% che il comportamento della struttura nello scenario sia esattamente quello ottenuto. Nei casi in cui è invece necessario esser sicuri che non venga raggiunto un certo livello di danno (ad esempio la rottura), è più corretto riferirsi al 95 percentile del valore di tali coefficienti (ammettendo quindi solo il 5% di insuccesso), valore che può essere calcolato (vedi Tabella 23) ipotizzando una distribuzione normale tramite la formula µ σ, dove µ è la media e σ è la deviazione standard del coefficiente. Formula Van der Meer Coeff. Media µ Dev- standard σ 95 percentile Deep water Shallow water c pl c s c pl c s Tabella 23 Valori dei coefficienti delle formule di Van der Meer ( da CIRIA et al., 6) 28

29 In base ai livelli prestazionali fissati, le verifiche di stabilità di ciascuna sezione sono state eseguite in base ai seguenti scenari: a) scenario di progetto T r = 30 anni: S d = 2 e durata dell evento pari a 4 h utilizzando il valor medio dei coefficienti c pl e c s ; b) scenario di progetto T r = 50 anni: S d = 3 e durata dell evento pari a 6 h utilizzando il valor medio dei coefficienti c pl e c s ; c) scenario di progetto T r = 100 anni: S d = 4.5 e durata dell evento pari a 8 h utilizzando il valor medio dei coefficienti c pl e c s ; d) verifica di condizione di no rottura per T r = 100 anni: S d = 6 e durata dell evento pari a 5 h utilizzando il 95 percentile dei coefficienti c pl e c s. La scogliera di progetto sarà realizzata sulla mantellata esistente, composta da massi di 3 e 4 categoria, pertanto è stato fissato un valore di P della nuova struttura pari a 0.5. Analogamente a quanto svolto per le verifiche di overtopping, la verifica della sezione 1p è stata omessa, considerandola analoga alla sezione 2p e la verifica della sezione 4p è stata condotta utilizzando le caratteristiche di moto ondoso estratte nel punto A, più gravose di quelle del punto B. I risultati ottenuti (vedi Tabella 24, Tabella 25 e Tabella 26) evidenziano che in ciascuna sezione la condizione di verifica più gravosa è quella corrispondente alla condizione di non rottura per T r = 100 anni ed il conseguente valore di M 50, a favore di sicurezza, è stato scelto come valore di progetto. H Verifica sezione 2p T r =30 yr T r =50 yr T r =100 yr T r =100 yr rot. N S d H s0 6.1 m 6.4 m 6.9 m 6.9 m H m0 3.4 m 3.5 m 3.8 m 3.8 m T m-1,0 8.9 s 9.1 s 9.6 s 9.6 s H 2% 4.3 m 4.6 m 4.9 m 4.9 m H s 3.6 m 3.7 m 4.0 m 4.0 m d 8.2 m 8.2 m 8.25 m 8.25 m d/h stoe H stoe /H s c pl c s ξ m-1, s / Dn D n m 1.16 m 1.18 m 1.23 m M t 4.1 t 4.4 t 5.0 t Tabella 24 - Risultati del dimensionamento degli elementi della mantellata per la sezione 2p nello stato di progetto 29