PROGETTO DEL PORTO TURISTICO Marina di Marsala

REGIONE SICILIANA COMUNE DI MARSALA Provincia di Trapani ***** PROGETTO DEL PORTO TURISTICO Marina di Marsala ***** Committente: M.Y.R. Marsala Yachting Resort S.r.l ***** RELAZIONE TECNICA DIGA FORANEA ***** DF R.01 RELAZIONE TECNICA DIGA FORANEA - 1011 CE

INDICE 1. GENERALITÀ... 1 2. DESCRIZIONE DELLE OPERE PREVISTE... 2 2.1. PROLUNGAMENTO DEL MOLO DI LEVANTE (OPERA 1)... 2 2.1.1. Diga a gettata di testata (Opera 1a)... 3 2.1.2. Prolungamento Diga Foranea Tratto di testa (Opera 1b)... 4 2.1.3. Prolungamento Diga Foranea Tratto di radice (Opera 1c)... 5 2.1.4. Prolungamento Diga Foranea Raccordo con le banchine esistenti (Opera 1d)... 7 2.2. DRAGAGGI... 8 3. ANALISI ESEGUITE... 9 3.1. PREMESSA... 9 3.2. DIGA A GETTATA (OPERA 1A)... 9 3.3. DIGA A PARETE VERTICALE CON CASSONI CELLULARI... 13

1. GENERALITÀ La presente relazione descrive le opere previste per la realizzazione del Prolungamento della Diga di Levante e dei Dragaggi nell ambito del Progetto del Porto Turistico Marina di Marsala. La necessità di adeguare le strutture di banchina esistenti alla nuova configurazione portuale generale di progetto ha comportato la necessità di realizzare nuovi banchinamenti in ampliamento, adeguamento ed avanzamento dall attuale molo di sottoflutto esistente (Molo di Levante). Le esigenze di navigabilità del bacino portuale hanno poi comportato la necessità di realizzare alcune opere di dragaggio al fine di garantire l accessibilità e la fruibilità alle varie zone in funzione della tipologia di natante prevista zona per zona. Inoltre per delimitare l area di pertinenza del marina è stato necessario prevedere la realizzazione di un molo di ridosso che garantisca i giusti livelli di agitazione interna all interno del marina stessa. 1

2. DESCRIZIONE DELLE OPERE PREVISTE 2.1. PROLUNGAMENTO DEL MOLO DI LEVANTE (OPERA 1) Come già descritto in premessa, per permettere la corretta fruizione del porto, è stato necessario prevedere il prolungamento del molo di Levante in parte esistente per il tratto di radice. In particolare è già stato realizzato un tratto di molo per uno sviluppo di circa 150 m completo di banchina cui segue un tratto di lunghezza di circa 120.00 m in cui è stato previsto sulla struttura esistente il prolungamento della banchina interna mediante la posa di cassoncini prefabbricati accostati. A partire da questo punto, il progetto prevede la realizzazione del nuovo molo che è costituito da un tratto (denominato 1c) in cui l opera è prevista mediante la posa di cassoni posti sia sul lato esterno del molo che sul lato interno. Alla testata del tratto vengono posti due cassoni per la chiusura del tratto stesso. Tra i due cassoni il riempimento è previsto con il materiale di dragaggio. Il tratto centrale (opera 1b) è caratterizzata da una fila di cassoni che in corrispondenza della testata sono raddoppiati per migliorare l innesto con il tratto della diga a gettata e per permettere le manovre alla testa del molo. La testata del molo di levante (Opera 1a) è stata prevista con un opera a gettata che ha un andamento curvilineo. Lo schema planimetrico dell opera è riportato in Fig. 1. 2

Figura 1 Planimetria generale di progetto per il Prolungamento della Diga Foranea 2.1.1. DIGA A GETTATA DI TESTATA (OPERA 1A) La diga costituisce la testata del prolungamento del molo di levante per uno sviluppo prevalentemente curvilineo di circa 114,00 ml ed è stata prevista in scogli naturali e pietrame. L imbasamento dell opera è stato previsto previo bonifica del fondo per uno spessore di 1.00 m con un misto composto dal 50% di pietrame e 50% di scogli di 1 categoria. Anche il nucleo della diga a gettata è stato previsto con lo stesso materiale e raggiunge la quota di -0.50 m s.l.m.m. per una larghezza in testa di circa 4.50 m. Sul nucleo viene disposto lo strato filtro costituito da scogli naturali di 1 categoria per uno spessore di 1.00 m. La scarpa interna dell opera è stata fissata in 1/1 mentre la scarpa esterna è stata fissata in 1/2. Infine sullo strato filtro è stata prevista la mantellata, anch essa in scogli naturali di III categoria per uno spessore dello strato di 2.50 m. Le dimensioni complessive della sezione corrente della diga sono pari a 39.00 m, costituiti da 10.00 m di scarpa interna, 6.00 m di larghezza in testa e 17.00 m di scarpa esterna. Al piede della scarpa esterna, a garanzia di stabilità della mantellata e per diminuire l impatto dell opera sulla mantellata è stata prevista una berma al piede che da quota - 3

7.00 s.l.m.m. quota alla quale è mediamente imbavata l opera, raggiunge quota -5.50 m s.l.m.m.. Anche la berma al piede è costituita da scogli di III categoria, ha una larghezza in testa di 4.00 m e una scarpa esterna di 1/1. La quota dell estradosso della diga a gettata è pari a +3.00 m sl.m.m. (Fig. 2) Figura 2 Sezione OPERA 1a Diga a gettata di testata 2.1.2. PROLUNGAMENTO DIGA FORANEA TRATTO DI TESTA (OPERA 1B) Tratto terminale del banchinamento del Molo di Levante per gli attracchi RO-RO e RO- RO Cargo, realizzato con n.ro 9 Cassoni cellulari privi di mantellata disposti in sequenza per un numero di 7, mentre in corrispondenza dell estremità del tratto si trovano 2 cassoni accostati per consentire un migliore innesto della diga a gettata terminale e per permettere una migliore movimentazione dei mezzi in corrispondenza della testata del molo ( Figura 3). I Cassoni cellulari di Tipo A privi di mantellata previsti in questo tratto hanno le seguenti caratteristiche: Tipo A1 Altezza complessiva: 7,50 ml Lunghezza fusto: 17,70 ml Larghezza fusto: 9,45 ml Mensole di fondazione: su entrambi i lati Celle interne: 5*3 (fila interna forata) Profondità di imbasamento: -7,00 ml Tipo A2 Altezza complessiva: 7,50 ml Lunghezza fusto: 17,70 ml Larghezza fusto: 9,45 ml 4

Mensole di fondazione: sul solo lato interno Celle interne: 5*3 (fila interna forata) Profondità di imbasamento: -7,00 ml Tipo A3 Altezza complessiva: 7,50 ml Lunghezza fusto: 17,70 ml Larghezza fusto: 9,45 ml Mensole di fondazione: sul solo lato esterno Celle interne: 5*3 (nessuna fila forata) Profondità di imbasamento: -7,00 ml Figura 3 Sezioni tipo prolungamento molo di Levante Tratto di testa (tratto corrente e di testa) Sui cassoni è posta una sovrastruttura di banchina dello spessore di 1.10 m e su questa, sul lato esterno del molo, è previsto il muro paraonde la cui sommità raggiunge quota +3.00 m s.l.m.m. Tale tratto ha uno sviluppo complessivo di circa 126,00 ml. 2.1.3. PROLUNGAMENTO DIGA FORANEA TRATTO DI RADICE (OPERA 1C) In proseguimento verso la radice del molo è previsto un tratto intermedio del 5

banchinamento del Molo di Levante per gli attracchi RO-RO e RO-RO Cargo, realizzato con due file parallele di n.ro 6 cassoni cellulari cellulari di Tipo B1 (rivolti verso l esterno del porto) e n.ro 6 cassoni cellulari di Tipo B2 (rivolti verso l interno) disposti in allineamento, privi di mantellata. In corrispondenza della testata del tratto sono stati previsti 2 cassoni Tipo B3. Il volume compreso tra i cassoni cellulari sarà colmato con materiale proveniente dal dragaggio (Figura 4). I cassoni sopra indicati avranno le seguenti caratteristiche: Tipo B1 Altezza complessiva: 7,50 ml Lunghezza fusto: 17,70 ml Larghezza fusto: 6,45 ml Mensole di fondazione: sul solo lato esterno Celle interne: 5*2 (nessuna fila forata) Profondità di imbasamento: -7,00 ml Tipo B2 Altezza complessiva: 7,50 ml Lunghezza fusto: 17,70 ml Larghezza fusto: 6,45 ml Mensole di fondazione: sul solo lato interno Celle interne: 5*2 (fila interna forata) Profondità di imbasamento: -7,00 ml Tipo B3 Altezza complessiva: 7,50 ml Lunghezza fusto: 10,80 ml Larghezza fusto: 6,45 ml Mensole di fondazione: assenti Celle interne: 3*2 (fila interna forata) Profondità di imbasamento: -7,00 ml 6

Figura 4 Sezione prolungamento molo di Levante Tratto di radice Tale tratto ha uno sviluppo complessivo di circa 120,00 ml. 2.1.4. PROLUNGAMENTO DIGA FORANEA RACCORDO CON LE BANCHINE ESISTENTI (OPERA 1D) Tratto di radice del banchinamento del Molo di Levante per l attracco di aliscafi e minicrociere realizzato in allargamento del tratto di testa dell attuale molo di Levante, previa parziale demolizione delle strutture esistenti, attraverso la collocazione di cassoncini prefabbricati impilabili in c.a. di Tipo C1 (Figura 5), aventi le seguenti caratteristiche: Tipo C1 Altezza complessiva: 5,50 ml Lunghezza fusto: 6,35 ml Larghezza fusto: 3,80 ml Mensole di fondazione: su entrambi i lati Celle interne: 2*1 (forate) Profondità di imbasamento: -5,00 ml Figura 5 Sezione prolungamento molo di Levante Tratto di raccordo con le banchine esistenti Il volume compreso tra i cassoni cellulari e le strutture esistenti sarà colmato con materiale proveniente dal dragaggio. Tale tratto ha uno sviluppo complessivo di circa 121,00 ml. 7

2.2. DRAGAGGI Per realizzare la piena utilizzazione del porto occorre prevedere il dragaggio di alcune aree. In particolare si prevede in corrispondenza del lato interno del molo di sopraflutto il dragaggio di una vasta area fino alla -6.00 m s.l.m.m. in modo da garantire la piena navigabilità del canale di accesso. Sempre in corrispondenza del canale di accesso si prevede il dragaggio di due aree poste in adiacenza alle banchine interne del molo di Levante. Tale dragaggio è previsto fino alla profondità di -6.00 m s.l.m.m. In corrispondenza della radice del molo di Levante è stato previsto un dragaggio fino alla profondità di -5.00 m s.l.m.m.. Infine è stato previsto, nel piano dei dragaggi, un area posto in corrispondenza dell ingresso del marina a quota -4.00 m s.l.m.m. La planimetria di dragaggio è riportato in Fig. 2. Figura 2 Planimetria generale con indicazione delle aree di dragaggio 8

3. ANALISI ESEGUITE 3.1. PREMESSA Nei paragrafi seguenti si sintetizzano le analisi svolte per il dimensionamento e la verifica idraulica, geotecnica e strutturale delle opere descritte nel capitolo precedente. 3.2. DIGA A GETTATA (OPERA 1A) In primo luogo si è individuato il paraggio interessato dal tratto di costa in esame e si è verificato che tale paraggio si estende da 160 N a 340 N. lo stesso è limitato a Nord dall estrema punta occidentale dell isola denominato Capo Lilibeo, e a Sud-Sud-Est da Torre Scibiliana nel comune di Petrosino. Il tratto di costa oggetto di studio si trova nel territorio di Marsala lungo la fascia litoranea, individuabile approssimativamente nei dintorni delle coordinate lat. 37 47 0.00 N lon. 12 26 0.00 E. Nello Studio Idraulico Marittimo si sono studiati i venti ed il moto ondoso che caratterizzano la zona in studio, da cui si è evinto che gli eventi dominanti provengono con maggiore frequenza da Ponente e da Libeccio e con minore frequenza da Nord e Ostro. Quelli con alta frequenza, ma non classificabili regnanti, risultano provenire da tutto il paraggio interessato con picchi in corrispondenza di Ponente e Mezzogiorno Libeccio. Per la previsione del moto ondoso al largo si è utilizzato il metodo di Sverdrup-Munch e Bretshineider (SMB) con il quale è stato possibile ricavare l'altezza H s e il periodo di picco T p per ogni valore del fetch F, della velocità del vento V, della durata t in funzione del tempo di ritorno T r. per ognuno di essi si sono considerate le velocità del vento in funzione ai tempi di ritorno T r = 5, 10, 50, 100, 120 anni. La determinazione dell onda di progetto è stata eseguita considerando i settori compresi tra l 11 e il 23 e in funzione di un fissato tempo di ritorno T rp determinato in accordo con quanto riportato nelle Istruzioni Tecniche per la progettazione delle dighe marittime redatte dal Ministero dei Lavori Pubblici, e posto pari a T r = 50 anni sulla base di probabilità di danneggiamento incipiente per rischio di vita umana limitata e per ripercussione economica bassa nella considerazione che si tratta di un opera di tipo flessibile e comunque riparabile. 9

Per la trasposizione del moto ondoso sotto costa si è fatto riferimento alle analisi numeriche eseguite con l ausilio il codice di calcolo MIKE 21, sulla batimetria della zona di propagazione del moto ondoso, le caratteristiche dell onda al contorno dell area in esame, il campo di vento nella zona in esame e il campo di corrente. Per ogni settore, si sono determinate con il modello SW di MIKE21 le altezze d onda massime per il tempo di ritorno di 50 anni in corrispondenza dell opera: Tempo di Ritorno (anni) Posizione Coordinate Gauss Boaga (E) (N) Testata molo di 50 2294291 4184981 Levante Tabella 1 Individuazione delle coordinate dei punti in cui effettuare le verifiche per Tr 50 anni Settori Hs (m) Tp (s) MWD ( ) 11 2.72 8.05 202 12 2.74 8.67 206 13 2.70 8.91 208 14 2.63 9.03 211 15 2.53 9.11 214 16 2.40 9.25 217 17 2.27 9.36 219 18 2.16 9.49 221 19 2.09 9.81 223 20 2.03 10.22 224 21 1.97 10.40 225 22 1.88 10.13 226 23 1.75 9.55 226 Tabella 2 Altezze d onda sotto costa per Tr = 50 anni MOLO DI LEVANTE TESTATA Sulla base delle azioni dovute al moto ondoso sopra riportate si è proceduto al dimensionamento ed alla verifica della stabilità idraulica dei vari strati che costituiscono la scogliera ed in particolar modo della mantellata (armour layer) e della berma che interagiscono direttamente con il moto ondoso proteggendo gli strati sottostanti. Le analisi eseguite sono state condotte secondo entrambe le teorie di Hudsone di Van Der Meer per prefissati livelli di danneggiamento ammessi. I risultati sono riportati nella Tabella 3 e nella Tabella 4: 10

Dimensionamento della mantellata γ m = 2,60 (ton/m 3 ) (peso specifico scogli naturali) γ w = 1,03 (ton/m 3 ) (peso specifico acqua di mare) p = 1 /2 (pendenza mantellata) α = 26,6 (inclinazione mantellata) cot(α) = 2,0 (scarpa mantellata) n = 2 (numero degli strati) k = 1 (coefficiente di strato) k D = 2,8 (coefficiente stabilità di Hudson - onda non frangente) P = 37% (percentuale di vuoti) N s = 1,78 (numero di stabilità) settore tipo sez. H s (m) W (ton) D n (m) s (ml) Nr/A 11 testata 2,72 2,64 1,00 2,01 1247,81 12 testata 2,74 2,70 1,01 2,02 1229,66 13 testata 2,70 2,58 1,00 1,99 1266,37 14 testata 2,63 2,38 0,97 1,94 1334,68 15 testata 2,53 2,12 0,93 1,87 1442,27 16 testata 2,40 1,81 0,89 1,77 1602,75 17 testata 2,27 1,53 0,84 1,68 1791,58 18 testata 2,16 1,32 0,80 1,60 1978,70 19 testata 2,09 1,20 0,77 1,54 2113,46 20 testata 2,03 1,10 0,75 1,50 2240,24 21 testata 1,97 1,00 0,73 1,46 2378,78 22 testata 1,88 0,87 0,69 1,39 2611,99 23 testata 1,75 0,70 0,65 1,29 3014,47 Dimensionamento della berma settore tipo sez. H s (m) h t (m) h (m) D n (m) W (ton) 11 testata 2,72 5,50 7,00 0,29 0,06 12 testata 2,74 5,50 7,00 0,29 0,06 13 testata 2,70 5,50 7,00 0,29 0,06 14 testata 2,63 5,50 7,00 0,28 0,06 15 testata 2,53 5,50 7,00 0,27 0,05 16 testata 2,40 5,50 7,00 0,26 0,04 17 testata 2,27 5,50 7,00 0,24 0,04 18 testata 2,16 5,50 7,00 0,23 0,03 19 testata 2,09 5,50 7,00 0,22 0,03 20 testata 2,03 5,50 7,00 0,22 0,03 21 testata 1,97 5,50 7,00 0,21 0,02 22 testata 1,88 5,50 7,00 0,20 0,02 23 testata 1,75 5,50 7,00 0,19 0,02 Tabella 3 Scogliera Molo di Levante Sintesi risultati Hudson Tr = 50 anni 11

S = 1.50 (livello di danno) CERC = 1.28 (CERC stability number) settore W 50 (ton) D n50 (m) s (m) runup (m) ξ m surf par. Duch st. num. 11 5.03 1.25 2.49 5.24 2.55 1.38 12 5.71 1.30 2.60 5.43 2.74 1.33 13 5.76 1.30 2.61 5.43 2.84 1.31 14 5.54 1.29 2.57 5.35 2.91 1.29 15 5.04 1.25 2.49 5.22 3.00 1.27 16 4.30 1.18 2.36 5.04 3.12 1.24 17 3.64 1.12 2.24 4.84 3.25 1.22 18 3.13 1.06 2.13 4.68 3.38 1.20 19 2.84 1.03 2.06 4.61 3.55 1.17 20 2.60 1.00 2.00 4.57 3.75 1.17 21 2.38 0.97 1.94 4.48 3.88 1.17 22 2.07 0.93 1.85 4.28 3.86 1.17 23 1.67 0.86 1.72 3.97 3.78 1.17 Tabella 4 Scogliera Molo di Levante Sintesi risultati Van der Meer Tr = 50 anni Sulla base delle elaborazioni di cui alle Tabelle ed ai tabulati sopra riportati si sono fissati i materiali e le caratteristiche dei vari strati costituenti le barriere in esame. In particolare si sono sodttate le seguenti configurazioni: Scogliera di testata del Molo di Levante: o Tempo di ritorno di calcolo: Tr = 50 anni o Livello di danno: S = 1.50 (danno iniziale) o Mantellata: materiale scogli III ctg (γ m = 2.60t/m 3 ) pendenza 1/2 quota sommità +3.00 m s.l.m.m. spessore 2.50 ml n.ro strati 2 o Berma: materiale scogli III ctg (γ m = 2.60t/m 3 ) quota sommità -5.50 m s.l.m.m. pendenza 1/1 spessore var n.ro strati 2 12

3.3. DIGA A PARETE VERTICALE CON CASSONI CELLULARI Per i banchinamenti previsti con cassoni cellulari si sono innanzitutto eseguite le verifiche di gelleggiamento per le tipologie da realizzare in bacini di carenaggio fuori opera e per garantirne la navigabilità e la collocazione in opera in condizioni di sicurezza. Di seguito sono sintetizzate le grandezze caratteristiche che descrivono la modalità di galleggiamento per ciascun tipo di cassone, ovvero l eventuale presenza di zavorra equilibrante (materiale ed altezza) per quelli non simmetrici (asimmetrie nelle mensole di base, nello spessore delle pareti, ecc.), di zavorra stabilizzante per migliorare la sicurezza in fase di trasporto via mare con le rispettive altezze metacentriche che, per il rispetto di suddette condizioni di sicurezza, devono risultare maggiori di 0,50 ml, ed infine il franco affiorante ed il corrispondente pescaggio al trasporto: Tipo A1 h equil = 0,000 ml zavorra equilibrante in cls ciclopico h stab = 0,000 ml zavorra stabilizzante in cls ciclopico Z m -Z g = 1,11 ml 0,50 ml altezza metacentrica al trasporto H aff = 2,299 ml franco affiorante al trasporto H pesc = 5,201 ml pescaggio al trasporto Tipo A2 h equil = 0,252 ml zavorra equilibrante in cls ciclopico h stab = 0,000 ml zavorra stabilizzante in cls ciclopico Z m -Z g = 1,16 ml 0,50 ml altezza metacentrica al trasporto H aff = 2,235 ml franco affiorante al trasporto H pesc = 5,265 ml pescaggio al trasporto Tipo A3 h equil = 0,252 ml zavorra equilibrante in cls ciclopico h stab = 0,000 ml zavorra stabilizzante in cls ciclopico Z m -Z g = 1,16 ml 0,50 ml altezza metacentrica al trasporto H aff = 2,235 ml franco affiorante al trasporto H pesc = 5,265 ml pescaggio al trasporto Tipo B1 h equil = 0,382 ml zavorra equilibrante in cls ciclopico h stab = 0,000 ml zavorra stabilizzante in cls ciclopico 13

Z m -Z g = 0,64 ml 0,50 ml altezza metacentrica al trasporto H aff = 1,708 ml franco affiorante al trasporto H pesc = 5,792 ml pescaggio al trasporto Tipo B2 h equil = 0,382 ml zavorra equilibrante in cls ciclopico h stab = 0,000 ml zavorra stabilizzante in cls ciclopico Z m -Z g = 0,64 ml 0,50 ml altezza metacentrica al trasporto H aff = 1,708 ml franco affiorante al trasporto H pesc = 5,792 ml pescaggio al trasporto Tipo B3 h equil = 0,000 ml zavorra equilibrante in cls ciclopico h stab = 0,150 ml zavorra stabilizzante in cls ciclopico Z m -Z g = 0,53 ml 0,50 ml altezza metacentrica al trasporto H aff = 1,704 ml franco affiorante al trasporto H pesc = 5,796 ml pescaggio al trasporto Dalle risultanze dei calcoli di galleggiamento dei cassoni risulta che tutte le tipologie adottate sono in grado di navigare in condizioni di stabilità (Z m -Z g 0,50 sempre), che gli unici cassoni che necessitano di zavorre equilibranti sono quelli con mensole di base asimmetriche e che l unica tipologia che necessita di zavorra stabilizzante è la Tipo B3. Le verifiche geotecniche e strutturali delle opere sono state eseguite con riferimento alle condizioni di esercizio in opera dei manufatti previsti, con riferimento particolare all'interazione con il moto ondoso in prossimità delle dighe a parete verticale, oltre che alle altre forzanti statiche, pseudostatiche e sismiche presenti. Le azioni considerate sulle strutture di banchina sono: peso proprio; sottopressione idraulica alla base; pressione idrostatica sulle pareti orizzontali; spinta del terrapieno; sovraccarico accidentale; moto ondoso sulla parete verticale (Sainflou) sottopressione dinamica alla base; azione sismica sulla struttura; 14

azione sismica dovuta al terrapieno; azione sismica dovuta alla presenza dell acqua; tiro alla bitta. secondo la schematizzazione riportata nella Tabella 5: CARICHI CASSONE TIPO TIPO (CAT.) AZIONE A1 (A2,A3) B1 B2 B3 C1 Peso proprio G 1 SI SI SI SI SI Carichi permanenti G 2P * SI SI SI SI SI sottopressione idraulica verticale alla base pressione idrostatica sulle pareti orizzontali spinta orizzontale dovuta al terrapieno G 2iV1 * SI SI SI SI SI G 2iV2 * SI SI SI SI SI G 2tH * SI SI SI SI sovraccarico accidentale Q k1 (G) 4,00 t 4,00 t 4,00 t 4,00 t 2,00 t tiro alla bitta Q k2 (G) 5 t/m 5 t/m 1 t/m moto ondoso (Sainflou) sottopressione dinamica alla base (Sainflou) azione sismica sulla struttura azione sismica dovuta al terrapieno azione sismica dovuta alla presenza dell acqua Q k3 dsh Q k2 SV SI (cresta e cavo) SI (cresta e cavo) SI (cavo) SI (cavo) SI (cavo) SI (cavo) SI (cavo) SI (cavo) E s SI SI SI SI SI E t SI SI SI SI E w SI SI SI SI SI Tabella 5 Azioni sui differenti tipi di cassone adottati (G 2 * sono carichi permanenti compiutamente definiti) I calcoli geotecnici e di stabilità dei cassoni sono stati condotti nell ipotesi di strutture assimilabili a muri di sostegno di tipo rigido a gravità, come suggerito nel 6.5.3.1.1 del D.M. 14/01/2008. In particolare, le verifiche condotte sono articolate come di seguito riassunto, in accordo ai 6.5.3.1.1 e 7.11 delle NTC08: VERIFICHE PER SLU STATICI Verifica di capacità portante del terreno di sedime (tipo GEO): 15

Coefficienti sulle azioni: tipo A2 Coefficienti sul terreno tipo M2 Coefficienti di sicurezza tipo R2 = 1,00 (tab. 6.5.I NTC 08) Verifica allo scorrimento sul piano di imbasamento (tipo GEO): Coefficienti sulle azioni: tipo A2 Coefficienti sul terreno tipo M2 Coefficienti di sicurezza tipo R2 = 1,00 (tab. 6.5.I NTC 08) Verifica al ribaltamento del manufatto (tipo EQU): Coefficienti sulle azioni: tipo EQU Coefficienti sul terreno tipo M2 Coefficienti di sicurezza 1,00 VERIFICHE PER SLU SISMICI Verifica di capacità portante del terreno di sedime (tipo GEO): Coefficienti sulle azioni: Unitari Coefficienti sul terreno tipo M2 Coefficienti di sicurezza tipo R2 = 1,00 (tab. 6.5.I NTC 08) Verifica allo scorrimento sul piano di imbasamento (tipo GEO): Coefficienti sulle azioni: Unitari Coefficienti sul terreno tipo M2 Coefficienti di sicurezza tipo R2 = 1,00 (tab. 6.5.I NTC 08) Verifica al ribaltamento del manufatto (tipo EQU): Coefficienti sulle azioni: Unitari Coefficienti sul terreno tipo M2 Coefficienti di sicurezza 1,00 Nelle combinazioni di calcolo, differenziate per ciascun tipo di verifica condotta, si è inoltre tenuta in considerazione, con gli opportuni coefficienti di cui alle tabelle 6.2.I, 6.2.III e 6.2.IV delle NTC08, tanto degli effetti favorevoli quanto di quelli sfavorevoli di ciascuna delle azioni elementari considerate, nonché della tabella 2.5.I per i coefficienti di contemporaneità delle azioni, assimilando le azioni dei sovraccarichi alla Cat. C (ambienti suscettibili di affollamento) e le azioni di moto ondoso e di tiro alla bitta alla tipologia Vento. 16

Tutte le verifiche condotte hanno dato coefficienti di sicurezza adeguati e rispondenti ai requisiti di normativa. 17