INDICE 

 

Premesse ........................................................................................................................................1 

1. Corpo A .......................................................................................................................................2 

1.a Carichi agenti sulla struttura ......................................................................................................... 2 

1.b Verifiche a carico limite................................................................................................................. 2 

1.c Palo n.66 ........................................................................................................................................ 3 

1.d Pali n. 29, 43, 54 ............................................................................................................................ 5 

1.e Capacità portante dei pali ............................................................................................................. 6 

1.f Sollecitazioni................................................................................................................................... 6 

1.g Moduli edometrici ......................................................................................................................... 6 

1.h Cedimenti ...................................................................................................................................... 6 

1.i Numerazione pali ........................................................................................................................... 8 

1.l Tegoli in cap.................................................................................................................................... 9 

2. Corpo B .......................................................................................................................................9 

3. Briccole .....................................................................................................................................10 

3.a Modalità di accosto ..................................................................................................................... 10 

3.b Caratteristiche Fender................................................................................................................. 10 

3.c Compatibilità Fender‐Navi........................................................................................................... 10 

3.d Tiro sulle bitte.............................................................................................................................. 11 

4. Passerelle ..................................................................................................................................13 

Allegato 1 – Note del prof. Mario Calabrese ...................................................................................14 

Allegato 2 – figura A.7 estratta dal “Progetto di adeguamento tecnico‐funzionale delle opere del 

porto di Salerno” redatto da Technital S.p.A. ..................................................................................15 

Allegato 3 – figura A.8 estratta dal “Progetto di adeguamento tecnico‐funzionale delle opere del 

porto di Salerno” redatto da Technital S.p.A. ..................................................................................16 

 

 

 

  1

Premesse 

 

La presente relazione è stata redatta ad integrazione dei documenti di progetto già presentati,  in 

risposta  alle  osservazioni  esposte  nella  nota  del  prof.  Mario  Calabrese  consulente  del 

Provveditorato  Interregionale  delle  Opere  Pubbliche  per  la  Campania  ed  il Molise,  la  stessa  si 

riporta integralmente in allegato. 

 

Le osservazioni  sono  state  trasmesse allo  scrivente a mezzo posta elettronica,  tuttavia  sia  il RUP 

ing. Elena Valentino che  l’ing. Giuseppe Rocco responsabile del progetto presso  il Provveditorato, 

hanno confermato per le vie brevi l’ufficialità delle stesse . 

 

Le norme  tecniche emanate con  il DM 14.01.2008 oltre ad  introdurre  importanti modifiche nella 

redazione  dei  progetti  delle  strutture  hanno  notevolmente  aumentato  (da  un  punto  di  vista 

strettamente numerico) la quantità di verifiche da effettuare con alcuni risvolti di tipo pratico di cui 

si è reso conto  il  legislatore che al punto 10.2 del D.M. 14.01.2008   “ANALISI E VERIFICHE SVOLTE 

CON L’AUSILIO DI CODICI DI CALCOLO” indica: 

”… 

▪ Modalità di presentazione dei risultati. 

La quantità di informazioni che usualmente accompagna l’utilizzo di procedure di calcolo automatico richiede un’attenzione particolare alle modalità di presentazione dei risultati, in modo che questi riassumano, in una sintesi completa ed efficace, il comportamento della struttura per 

quel particolare tipo di analisi sviluppata. …”  

Per una struttura come quella  in esame  l’esposizione di  tutte  le valutazioni e verifiche effettuate 

comporterebbe  la  produzione  di  fascicoli  di  calcolo  per  molte  centinaia  di  pagine  che  non 

faciliterebbero la lettura del progetto. 

 

Nello  spirito  della  norma  si  è  quindi  cercata  una  sintesi  per  presentare  le  analisi  e  le  verifiche 

sviluppate nei  loro  aspetti più  importanti,  cercando di esporre  sempre  tutti  i dati essenziali per 

consentire la consultazione ed anche il controllo sul lavoro sviluppato. 

 

E’  possibile  che  la  sintesi  effettuata  abbia  in  alcuni  casi  reso meno  immediata  la  lettura  degli 

elaborati  progettuali  che  tuttavia  si  ritiene  abbiano  carattere  di  completezza,  nella  presente 

relazione integrativa redatta in risposta alla nota del prof. Mario Calabrese,  si sono quindi esposti 

in modo più esplicito gli aspetti progettuali per cui sono state presentate delle osservazioni.  

 

Nel  fornire  i chiarimenti  richiesti si sono seguite  le  indicazioni normative  in cui, al già citato cap. 

10.2,  si  legge “Giudizio motivato di accettabilità dei  risultati  ‐   Spetta al progettista  il compito di 

sottoporre i risultati delle elaborazioni a controlli che ne comprovino l’attendibilità. Tale valutazione 

consisterà  nel  confronto  con  i  risultati  di  semplici  calcoli,  anche  di  larga massima,  eseguiti  con 

metodi tradizionali e adottati, ad esempio, in fase di primo proporzionamento della struttura.  

 

Nella  presente  relazione  per  un  più  immediato  riscontro  si  è  mantenuta  la  suddivisione  dei 

paragrafi adottata nella nota, inoltre per ognuna delle osservazioni si è riportato in corsivo quanto 

esposto dal prof. Calabrese. 

  2

1. Corpo A 

 

1.a Carichi agenti sulla struttura 

Integrare le analisi dei carichi sulla struttura considerando anche le azioni del moto ondoso (sui pali 

e sull’impalcato) e  le spinte trasmesse dalla nave di progetto  in fase di accosto e di ormeggio   (se 

previste). 

 

Azioni sui pali dovute al moto ondoso 

Il progettista non ha avuto incarico di valutare il moto ondoso all’interno del bacino e, anche per le 

condizioni generali di contratto, non è stato condotto uno studio specifico in merito.  

 

Tuttavia  in base  agli  studi di  cui  già dispone  l’Autorità Portuale di  Salerno  redatti   dalla  società Technital, di cui in appendice si riportano le fig. A.7 e A.8, il coefficiente di penetrazione del moto ondoso (Kd) per differenti periodi dell’onda incidente, mostra che nell’area interessata dal progetto per eventi con direzione di provenienza 230° che risultano essere i più gravosi per l’area interessata dal progetto, si ha un’altezza d’onda inferiore a 0,5 m.  

Ipotizzando a vantaggio di sicurezza che sui pali agisca una spinta idrostatica con h= 0,5 m per tutta 

la larghezza del palo si avrebbe per i pali più grandi (1200):   

Sh= bxhx0,5xxLpalo = 0,52x0,5x1,025x1,2 = 0,15 t/palo  

Dai  tabulati  di  calcolo  si  desume  che  le  azioni  taglianti  dovute  all’azione  sismica  (condizione 

Dinamica 1) sono sempre   > 6 t/palo,  le verifiche effettuate sono quindi certamente valide anche 

per le azioni dovute all’azione del moto ondoso in quanto lo stesso risulta essere di molto inferiore 

all’azione sismica. 

 

Azioni sul’implacato dovute al moto ondoso 

L’intradosso dell’impalcato dista circa 1,9 m dal livello medio mare, in base allo studio prima citato, 

risulta improbabile che le onde possano esercitare una sottospinta sull’implacato.  

 

Spinte trasmesse dalla nave di progetto in fase di accosto e di ormeggio 

Le  azioni  dovute  all’accosto  della  nave  sono  esposte  nel  par.3.2  dell’elaborato  05  “Relazione  di 

calcolo Briccole” , le stesse sono state definite per accosto laterale condizione più gravosa rispetto 

all’ormeggio di poppa, tuttavia assumendo anche per l’ormeggio di poppa le stesse spinte si ha un 

valore di 82 t. 

 

Dall’analisi dei  tabulati della  struttura per  l’azione  sismica  si hanno valori complessivi dell’azione 

orizzontale superiori alle 500 t , le verifiche effettuate sono quindi certamente valide anche per le 

azioni dovute all’eventuale spinta esercitata in fase di accosto dalla nave in quanto la stessa risulta 

essere di molto inferiore all’azione sismica. 

 

1.b Verifiche a carico limite 

Controllare le verifiche a carico limite dei pali e riportarle nei documenti di progetto. 

  3

le condizioni di sollecitazione più gravose per i pali sono state individuate nella relazione di calcolo 

(elaborato  03‐  Relazione  di  Calcolo  corpo  A),  le  relative  verifiche,  significative  ai  fini  del 

dimensionamento  dei  diversi  gruppi  di  pali,  sono  state  effettuate  e  riportate  nell‘elaborato  “02 

Relazione geotecnica e sulle fondazioni”. Come richiesto si sono controllate le verifiche riportate e 

si confermano i risultati esposti.   

 

1.c Palo n.66  

In particolare nel corpo A:  il palo 66 –corrispondente al 471 della relazione di calcolo‐ sembra non 

verificato a carico limite orizzontale;…  

 

Come  rilevato, nella verifica  riportata per  il palo n. 66  il  carico orizzontale agente, dovuto quasi 

totalmente  all’azione  sismica  per  lo  stato  limite  ultimo  esaminato  (SLV),  vale  332  t mentre  la 

verifica a portanza laterale eseguita secondo la teoria di Broms indica come carico limite il valore di 

147 t. e un meccanismo di rottura del sistema palo terreno di tipo “lungo” cioè dovrebbe aversi una 

plasticizzazione del palo in corrispondenza del raggiungimento del valore del momento ultimo della 

sezione. 

Come  riportato nell’elaborato  “03 Relazione di  calcolo  corpo A” nella  fig.  18  (che  si  riporta per 

comodità) a pag. 105 sono rappresentate le azioni taglianti dovute all’azione sismica (SLV).  

Fig.1 –Relazione di calcolo corpo A (fig.18 ) ‐ Azione tagliante per sisma D1 SLV ‐ direzione X 

  4

È  evidente  come  i  pali  di  estremità  (numeri  471  e  462  nella  relazione  di  calcolo)  per  la  forte 

eccentricità tra baricentro delle masse e delle rigidezze della struttura, sono chiamati ad assorbire 

un tagliante il cui valore è di un ordine di grandezza superiore agli altri pali,  gli stessi a seguito della 

forte  azione  orizzontale  subiranno  verosimilmente  una  plasticizzazione  (come  desumibile  da 

quanto esposto nella verifica del palo n.66).  

 

In  fase di progetto si è valutata questa situazione ed  in base alle considerazioni che di seguito si 

esplicitano  si  sono  ritenuti accettabili  i  risultati ottenuti anche alla  luce di quanto previsto dalla 

vigente  normativa  (D.M.  14/01/2008)  che  ammette  per  i  calcoli  riferiti  agli  stati  limite  ultimi 

situazioni di danneggiamento che vanno ben oltre la creazione di cerniere plastiche, in particolare 

al punto 3.2.1 si legge: “3.2.1 STATI LIMITE E RELATIVE PROBABILITÀ DI SUPERAMENTO 

…  ‐  Stato  Limite  di  salvaguardia  della Vita  (SLV):  a  seguito  del  terremoto  la  costruzione  subisce 

rotture e crolli dei componenti non strutturali ed  impiantistici e significativi danni dei componenti 

strutturali cui si associa una perdita significativa di rigidezza nei confronti delle azioni orizzontali; la 

costruzione conserva invece una parte della resistenza e rigidezza per azioni verticali e un margine 

di sicurezza nei confronti del collasso per azioni sismiche orizzontali; 

…” 

La struttura in esame a seguito di un evento sismico definito per il livello SLV, presenta la creazione 

di 2 cerniere plastiche che abbasseranno di poco (2 pali su un totale di 66) la rigidezza nei confronti 

delle azioni orizzontali,  rispettando pienamente il dettato normativo. 

 

Per avere un controllo sulla fase successiva alla creazione delle cerniere plastiche si è ulteriormente 

approfondito  lo  studio  del  comportamento  della  struttura  imponendo  nel  programma  la 

condizione di carico orizzontale massimo per  i pali 471 e 462,  i valori del tagliante derivanti dalla 

ridistribuzione dovuta alla creazione delle cerniere sono rappresentati nel diagramma riportato  in 

fig. 2. 

 

Dall’esame  del  diagramma  si  evince  che  i  pali  di  estremità  continuano  ad  incassare  circa  130  t 

(valore  limite  calcolato  con  la  teoria di Broms) mentre  il  valore del  taglio nei  restanti pali della 

prima fila  (numeri da 462 a 471) ha una distribuzione abbastanza omogenea pari a 63 t che risulta 

compatibile con le verifiche a carico limite orizzontale per questo tipo di pali. 

 

E’ quindi possibile affermare che a seguito di un vento sismico di livello SLV la struttura, rispettando 

le prescrizioni normative, continua ad avere ampio margine di sicurezza nei confronti del collasso 

per azioni sismiche orizzontali; 

  5

.

 fig. 2 distribuzione dei tagli a seguito della plasticizzazione dei pali di estremità n. 471 e 462 

 

Oltre a queste valutazioni basate sul modello di calcolo  implementato   va anche considerato che 

tutti i pali vicini alla banchina esistente, gli stessi in funzione della loro elevata rigidezza assorbono 

la maggior parte del  tagliante sismico, andranno  trivellati per  i primi metri nella vecchia opera a 

gettata  che  costituisce  il  nucleo  ”storico”  del  molo  di  ponente  e  quindi  in  un  terreno  che 

verosimilmente  presenterà  nei  confronti  delle  azioni  orizzontali  caratteristiche  meccaniche 

superiori a quelle utilizzate nei calcoli. 

 

1.d Pali n. 29, 43, 54 

… non sono, inoltre, esibite le verifiche a carico limite verticale dei  pali 29‐43‐54 ‐ corrispondenti ai 

pali 436, 449 e 456 ‐ selezionati in relazione per tale tipo di verifica. 

 

Facendo riferimento alla numerazione adottata nelle carpenterie, per come desumibile dai valori 

delle sollecitazioni esposti a pag. 108 dell’elaborato “03‐ Relazione di Calcolo corpo A” Le verifiche 

  6

dei pali 29, 43 e 54 appartenenti rispettivamente alle classi dimensionali  1200, 1000 e 800 anche 

se non espressamente esplicitato in relazione sono ricomprese in quelle dei pali: n. 38 per i pali  1200 : n. 48 per i pali  1000  e n. 50 per i pali  800.  

1.e Capacità portante dei pali 

Il  calcolo  della  capacità  portante  verticale  dei  pali  –  di  grande  diametro,  trivellati  con  camicia 

d’acciaio a perdere – andrebbe rivista utilizzando metodi di calcolo adatti a tale tipologia. 

 

La  capacità  portante  dei  pali    come  esposto  nell’elaborato  “02‐  Relazione  geotecnica  e  sulle 

fondazioni” è stata calcolata utilizzando  la  teoria di Berezantzev,  la stessa per quanto esposto  in 

importanti testi di geotecnica (vedi ad esempio “Fondazioni”, prof. Carlo Viggiani, Hevelius Edizioni, 

2000)  viene suggerita per il calcolo della portanza dei pali di grande diametro in quanto permette 

di  tenere conto dei differenti cedimenti necessari a mobilitare  la  resistenza alla punta  rispetto a 

quella laterale, si è quindi ritenuta adeguata la modellazione mediante questa teoria. 

 

1.f Sollecitazioni  

Vanno riviste le sollecitazioni in esercizio calcolate con un codice FEM dal momento che, dall’analisi 

dei   tabulati, si evincono, al contatto palo‐terreno, sforzi di trazione che andrebbero annullati e di 

compressione che superano le pressioni ultime calcolate con la teoria di Broms. 

 

Le  pressioni  del  terreno  esposte  nei  tabulati  sono  pressioni  orizzontali  di  contatto  terreno 

struttura,    il segno  indica  il verso di azione delle stesse, con riferimento agli schemi di calcolo dei 

vari pali riportati nell’elaborato 02‐“Relazione Geotecnica e sulle fondazioni”, le tensioni se positive 

agiscono da destra verso sinistra se negative da sinistra verso destra. 

 

Le tensioni esposte nell’analisi FEM non sono in relazione con i risultati dei calcoli effettuati con la 

teoria  di  Broms    per  cui,  sempre  utilizzando  lo  stesso  codice  di  calcolo,  viene  eseguita  una 

differente verifica che valuta il carico limite del complesso palo terreno nel suo complesso.  

 

1.g Moduli edometrici  

I moduli  edometrici  utilizzati  nel  calcolo  dei  cedimenti  non  corrispondono  a  quelli  riportati  nella 

relazione geotecnica. 

 

Nella  relazione  geologica  a  firma  del  geologo  dott.  Rosario  Lambiase  sono  riportati  i  moduli 

edometrici  valutati  in  laboratorio,  gli  stessi  sono  riportati  nelle  premesse  dell’elaborato  02 

“Relazione geotecnica e sulle fondazioni”. 

 

Nella definizione del modello di calcolo dei pali per il valore del modulo elastico del terreno, oltre 

che  su  esperienze  in  tutto  analoghe  in  aree  limitrofe,  sulla  scorta  dei  risultati  delle  indagini 

geonostiche  si  è  fatto  riferimento  a  quanto  esposto  in  letteratura    (vedi  ad  esempio  Joseph  E. 

Bowles, “Fondazioni progetto e analisi” McGraw‐Hill) in cui per terreni con caratteristiche analoghe 

a quelle riscontrate si forniscono valori compresi tra 500 e 2000 Kg/cmq. 

Nella schematizzazione del modello cautelativamente si sono assunti  i valori di 600 Kg/cm2 per  i 

primi 11 m e 700 Kg/cm2 per lo strato di base.  

1.h Cedimenti 

  7

Inoltre, nulla è detto sulla ammissibilità dei cedimenti calcolati e sulla eventuale presenza di effetti 

amplificativi di gruppo. 

 

I  cedimenti  calcolati   hanno un valore  totale massimo per  il  carico  limite del palo pari a 2,2  cm 

(calcolato per i pali  1200).  

Considerando che un’aliquota significativa dei carichi è dovuta al peso proprio della struttura ed  i 

relativi  cedimenti  si esauriranno nel  tempo della  realizzazione delle opere  e potranno quindi  se 

necessario  essere  compensati,  mentre  la  restante  parte  del  cedimento  sarà  dovuta  ai  carichi 

variabili  che  per  loro  natura  (cicli  di  carico  e  scarico  delle  navi)  agiranno  per  breve  tempo  e 

probabilmente non riusciranno a generare    il cedimento totale calcolato;   si ritiene che  i modesti 

valori dei cedimenti stimati siano certamente accettabili per la tipologia strutturale adottata. 

 

Con riferimento alle diverse problematiche legate ai cedimenti si riporta quanto segue. 

 

Cedimenti assoluti 

Poiché un cedimento uniforme non determina variazioni nello  stato  tensionale della  struttura  in 

elevazione potrebbero  essere  tollerati dalla  struttura  in  esame  valori  anche più  elevati di quelli 

cautelativamente stimati in quanto nessuna perdita di funzionalità o di efficienza, si avrà a seguito 

di  cedimenti  il  cui  ordine  di  grandezza  dopo  la  costruzione  è    prevedibilmente  dell’ordine  di 

grandezza di  1  cm. 

 

Cedimenti differenziali 

Relativamente ai possibili cedimenti differenziali (w), anche assumendo cautelativamente che due 

pali contigui abbiano una differenza di cedimento pari alla metà del valore massimo calcolato per i 

pali  1200 e cioè 1,1 cm e  ricordando che  l’interasse dei pali, che  realisticamente subiranno un 

cedimento, è sempre superiore a 850 cm,  il valore w rientrerebbe ampiamente nelle distorsioni 

angolari tollerabili riportate in letteratura vedi ad esempio la tabella redatta da Bjerrum (1963 ). 

 

 

 Effetti amplificativi 

  8

In merito  alla  eventuale  presenza  di  effetti  amplificativi  di  gruppo,  sempre  con  riferimento  a 

quanto esposto  in  letteratura è possibile affermare che  in  terreni con caratteristiche analoghe a 

quelle  riscontrate  nel  sito  per  valori  elevati  del  rapporto  interasse  /Diametro    (  >7)  il 

comportamento dei pali è assimilabile a quello dei pali singoli.  

 

1.i Numerazione pali 

Va resa esplicita la corrispondenza tra la numerazione dei pali riportata nella relazione di calcolo  e 

nella relazione geotecnica. 

 

Come  richiesto di  seguito  si  riporta  in  tabella  la  corrispondenza  tra  la numerazione adottata nel 

codice di calcolo (Nolian) e quella esposta nelle carpenterie. 

N° palo modello

N° Palo tavola

Diametro [mm]

410 1 1200 411 2 1200 412 3 1200 413 4 1200 414 5 1200 415 6 1200 416 7 1200 417 8 1200 418 9 1200 419 10 1200 420 11 1200

2 12 1200 421 13 1200

1 14 1200 422 15 1200 423 16 1200 424 17 1200 425 18 1200 426 19 1200 427 20 1200 428 21 1200 429 22 1200 430 23 1200 421 24 1200 423 25 1200 433 26 1200 434 27 1200 435 28 1200 436 29 1200 437 30 1200 438 31 1200 439 32 1200 440 33 1200 441 34 1200 442 35 1200 443 36 1200 444 37 1200 445 38 1200 446 39 1000

4 40 1000

  9

447 41 1000 448 42 1000 449 43 1000 450 44 1000 451 45 1000 452 46 1000

3 47 1000 453 48 1000 454 49 1200 455 50 800 456 51 800 457 52 800 458 53 800 459 54 800 460 55 800 461 56 800 462 57 800 463 58 800 464 59 800 465 60 800 466 61 800 467 62 800 468 63 800 469 64 800 470 65 800 471 66 1200

 

 

1.l Tegoli in cap  

Si  hanno  delle  perplessità  sulla  durabilità  in  ambiente  marino  dei  tegoli  in  cap  utilizzati  per 

l’impalcato della struttura tenuto conto del fatto che le armature del precompresso presentano un 

rapporto  superficie  di  armatura  su  area  molto  più  elevato  di  una  armatura  ordinaria.    Si 

raccomanda di verificare se, in tutte le condizione di carico, le sezioni risultano sempre compresse. 

 

In  fase d’impostazione  si  sono  valutate differenti  soluzioni progettuali  tuttavia  le  caratteristiche 

dimensionali  e prestazionali del progetto:  altezza banchina  sul  lmm, profondità d’imbasamento, 

anche con riferimento alla futura previsione di un successivo approfondimento del bacino portuale, 

sovraccarico  utile;  unitamente  all’importo  disponibile  per  la  realizzazione  dell’opera  hanno 

orientato  in modo  quasi  obbligato  le  scelte  progettuali. Questo  anche  in  considerazione  che  si 

tratta di un’opera che andrà  in futuro modificata/integrata  in funzione delle previsoni del PRP del 

porto. 

 

 

2. Corpo B 

Valgono le osservazioni  effettuate sul corpo A.  

In assenza di osservazioni specifiche si  ritiene che  le osservazioni da estendere anche al copro B 

siano  quelle  relative  all’azione  delle  onde  sui  pali  e  sull’impalcato,  per  queste  vale  quanto  già 

esposto in precedenza  

 

 

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3. Briccole 

 

3.a Modalità di accosto 

Esplicitare  le modalità  di  accosto  della  nave  (se  avviene  con  l’ausilio  di  rimorchiatori,  angolo  di 

accosto etc.) per meglio verificare il calcolo dell’energia di accosto. 

 

L’energia per la valutazione delle forze di accosto è stata valutata secondo le vigenti normative del 

settore Pianc  “Guideline for the design of Fender System 2002”, i dati assunti e le valutazioni fatte 

per  la  definizione  dell’energia  di  accosto  sono  riportate  nel  cap.  3.1  “Energia  di  accosto” 

dell’elaborato  05  “Relazione  di  calcolo  Briccole”,  in  particolare:  non  si  è  previsto  l’utilizzo  di 

rimorchiatori e  l’angolo  (angolo tra  il vettore velocità e  la  linea congiungente  il centro di massa 

della nave con il puto di contatto) è assunto cautelativamente pari a 80°. 

Nella definizione dell’energia di accosto ci si è anche positivamente confrontati con le  valutazioni 

effettuate dai produttori dei fender di cui si prevede l’installazione (Trelleborg). 

 

3.b Caratteristiche Fender  

Riportare le caratteristiche del fender selezionato. 

 

I fender di cui si prevede la messa in opera sulle briccole prevedono la dissipazione di un’aliquota 

dell’energia di accosto mediante un cinematismo realizzato con bracci meccanici, questa tipologia 

di  dispositivi  fornisce,  rispetto  a  più  tradizionali  fender  basati  fondamentalmente  sulla  capacità 

dissipativa delle mescole  con  cui  sono  realizzati, un minor  carico  sulle  strutture  (sia quelle della 

nave che quelle di ormeggio). 

 

I fender di cui si prevede la posa in opera dovranno avere caratteristiche uguali o superiori a quelle 

possedute dal tipo Parallel Motion Fender  SCN800 della Trelleborg, a cui si è fatto riferimento nella 

messa a punto del progetto, le prestazioni richieste sono: 

‐ energia assorbita > 625 KNm 

‐ forza trasmessa sulle strutture < 820 KN 

 

3.c Compatibilità Fender‐Navi 

Verificare la compatibilità della reazione di quest’ultimo con la pressione ammissibile per la murata 

della nave. 

 

Anche  per  la  difficoltà  di  reperire  le  caratteristiche  strutturali  di  tutte  le  navi  che  utilizzeranno 

l’ormeggio  non  è  stata  condotta  un’analisi  per  verificare  numericamente  la  compatibilità  delle 

pressioni di contatto tra il fender e le navi. 

 

Tuttavia questa tipologia di fender presenta, grazie all’ampia superficie di contatto (2,0 x4,0 m) ed 

al meccanismo di movimento, che garantisce un’ottimale ripartizione dei carichi su tutta la piastra, 

basse pressioni di contatto. 

La già citata normativa Pianc  “Guideline for the design of Fender System 2002”, emessa prima che fossero immessi sul mercato fender analoghi al tipo previsto, al punto 4.4 “Hull Pressure” riporta: “E’ difficoltoso avere  i dati  relativi alle navi. Quando  i dati non  siano disponibili  i  valori  riportati nella  tabella  4.4.1  possono  essere  utilizzati  come  linee  guida  generali”.   Nella  tabella  i  valori  di 

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pressioni ammissibili per varie tipologie di nave sono sempre superiori ai valori massimi, pari a 1,3 Kg/cmq,  che  si  avranno  per    la  struttura  in  esame,  in  particolare    per  le  navi  tipo  Ro‐Ro  viene indicato  che  le  stesse  sono  normalmente  rinforzate  proprio  per  evitare  problemi  dovuti  alla pressione esercitata dai fender.  Oltre a quanto esposto nelle normative, si  rileva sulla base di esperienze comparabili utilizzando fender più tradizionali, che a parità di energia di accosto restituiscono  maggiore forza, non si sono riscontrati in molti anni di utilizzo problemi dovuti ad un eccesso di pressione.  

Vista la difficoltà di reperimento dei dati strutturali delle navi ed in base a quanto esposto si ritiene 

corretta la soluzione proposta. 

 

3.d Tiro sulle bitte 

Nel calcolo del tiro della nave all’ormeggio è opportuno fare riferimento ad algoritmi proposti dalla 

letteratura internazionale. 

 La  schematizzazione  secondo  algoritmi  più  complessi  porterebbe  certamente  ad  una  migliore conoscenza delle sollecitazioni dovute al tiro dei cavi di ormeggio.   Tuttavia L’analisi dei numerosi schemi di ormeggio possibili, dovuti alle diverse navi (vedi elaborato “104‐schemi  di  ormeggio”)  ed  alle  diverse  possibilità  di  ormeggio  delle  stesse,  porterebbe  alla valutazione di un elevato numero di casi di carico che anche per  la difficoltà di definire alcuni dei parametri  necessari  per  la  corretta  caratterizzazione  dello  schema  di  ormeggio  (geometria, pensionamento, tipo di cavi), porterebbe a soluzioni non del tutto soddisfacenti e  comunque non utili ai  fini del dimensionamento  strutturale delle briccole  in quanto  l’azione dovuta alla  forza di accosto della nave è sempre di molto superiore ai carichi derivanti dal tiro dei cavi di ormeggio.   Si  ritiene  quindi  accettabile  un’analisi  semplificata,  di  seguito  per meglio  esplicitare  i  valori  dei carichi in gioco si riporta il calcolo delle azioni agenti sulla struttura delle briccole derivanti dal tiro 

sulla  bitta,  per  diverse  combinazioni  degli  angoli  a  e  b,  la  somma  vettoriale  (vet)  delle  azioni orizzontali  agenti  risulta  sempre  molto  inferiore  al  carico  orizzontale  utilizzato  per  il dimensionamento della briccola.   Le condizioni di carico sono riassunte nella tabella che segue, gli sforzi Nb, Vb e Tb con gli angoli  e  sono visualizzati in figura:  

condizioni Nb [kg] Tb [kg] vet

(Nb+Tb) Vb [kg]

tiro bitta 1 30 30 34.6 60.0 69.3 40000

tiro bitta 2 40 30 44.5 53.1 69,2 40000

tiro bitta 3 30 40 30.6 53.1 61,3 51423

tiro bitta 4 40 40 39.4 46.9 61,2 51423

 

Ai  fini del dimensionamento  strutturale  la  condizione  la  forza di  accosto della nave pari  a 82  t, risulta sempre di molto maggiore del carico orizzontale dovuto al tiro sulle bitte.  

  12

 

 

  13

4. Passerelle  

Si  raccomanda  di  verificare  la  stabilità  del  corrente  superiore  compresso  non  controventato, 

collegato a profili di scarsa rigidezza flessionale, che lavora su una lunghezza libera di inflessione di 

27 m. 

 

Il  corrente  superiore  delle  passerelle  è  controventato  nel  piano  verticale  mentre  non  può 

ovviamente    essere  controventato  nel  piano  orizzontale,  i  profili  verticali  e  diagonali  che 

rappresentano le aste di parete della struttura reticolare, garantiscono, attraverso la loro rigidezza 

flessionale, sufficiente rigidezza al corrente superiore anche nel piano orizzontale. 

 

Il  calcolo  delle  passerelle  è  stato  condotto  utilizzando  un  codice  FEM  il  Nolian  (prodotto  dalla 

Softing srl), che opera  in modo  tridimensionale.   Le verifiche  riportate nel cap. 5 “Verifiche degli 

elementi  in acciaio” dell’elaborato 06 “Relazione di calcolo passerelle” mostrano  il coefficiente di 

sfruttamento delle sezioni, lo stesso, anche per la condizione di pressoflessione, offre sempre ampi 

margini di sicurezza anche se cautelativamente, come desumibile dalle verifiche esposte, non si è 

tenuto conto della rigidezza torsionale delle aste. 

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Allegato  1  –  Note  del  prof.  Mario  Calabrese  

MINISTERO DELLE INFRASTRUTTURE E DEI TRASPORTI PROVVEDITORATO INTERREGIONALE PER LE OPERE PUBBLICHE PER LA CAMPANIA ED IL MOLISE

ADUNANZA DEL COMITATO TECNICO AMMINISTRATIVO DEL 23/06/2010

Autorità Portuale di Salerno. “Realizzazione di un sistema di accosto e di ormeggio per l’attracco di navi Ro-Ro/Pax al molo di sottoflutto del porto commerciale di Salerno”.

Note del prof. Mario Calabrese

PREMESSE

Oggetto della progettazione è la “Realizzazione di un sistema di accosto e di ormeggio per l’attracco di navi Ro-Ro/Pax al molo di sottoflutto del porto commerciale di Salerno”.

Gli interventi strutturali previsti riguardano:

- La realizzazione di una nuova banchina a giorno (corpo A)

- La realizzazione di nuove briccole di accosto (corpo C) e delle relative passerelle di collegamento (corpi D)

- L’ampliamento della banchina esistente mediante la realizzazione di una nuova banchina a giorno giuntata all’esistente (corpo B)

OSSERVAZIONI

1. Corpo A

Integrare le analisi dei carichi sulla struttura considerando anche le azioni del moto ondoso (sui pali e sull’impalcato) e le spinte trasmesse dalla nave di progetto in fase di accosto e di ormeggio (se previste).

Controllare le verifiche a carico limite dei pali e riportarle nei documenti di progetto.

In particolare nel corpo A: il palo 66 –corrispondente al 471 della relazione di calcolo- sembra non verificato a carico limite orizzontale; non sono, inoltre, esibite le verifiche a carico limite verticale dei pali 29-43-54 - corrispondenti ai pali 436, 449 e 456 - selezionati in relazione per tale tipo di verifica.

Il calcolo della capacità portante verticale dei pali – di grande diametro, trivellati con camicia d’acciaio a perdere – andrebbe rivista utilizzando metodi di calcolo adatti a tale tipologia.

Vanno riviste le sollecitazioni in esercizio calcolate con un codice FEM dal momento che, dall’analisi dei tabulati, si evincono, al contatto palo-terreno, sforzi di trazione che andrebbero annullati e di compressione che superano le pressioni ultime calcolate con la teoria di Broms.

I moduli edometrici utilizzati nel calcolo dei cedimenti non corrispondono a quelli riportati nella relazione geotecnica. Inoltre, nulla è detto sulla ammissibilità dei cedimenti calcolati e sulla eventuale presenza di effetti amplificativi di gruppo.

Va resa esplicita la corrispondenza tra la numerazione dei pali riportata nella relazione di calcolo e nella relazione geotecnica.

Si hanno delle perplessità sulla durabilità in ambiente marino dei tegoli in cap utilizzati per l’impalcato della struttura tenuto conto del fatto che le armature del precompresso presentano un rapporto superficie di armatura su area molto più elevato di una armatura ordinaria. Si raccomanda di verificare se, in tutte le condizione di carico, le sezioni risultano sempre compresse.

2. Corpo B

Valgono le osservazioni effettuate sul corpo A.

3. Briccole

Esplicitare le modalità di accosto della nave (se avviene con l’ausilio di rimorchiatori, angolo di accosto etc.) per meglio verificare il calcolo dell’energia di accosto.

Riportare le caratteristiche del fender selezionato.

Verificare la compatibilità della reazione di quest’ultimo con la pressione ammissibile per la murata della nave.

Nel calcolo del tiro della nave all’ormeggio è opportuno fare riferimento ad algoritmi proposti dalla letteratura internazionale.

4. Passerelle

Si raccomanda di verificare la stabilità del corrente superiore compresso non controventato, collegato a profili di scarsa rigidezza flessionale, che lavora su una lunghezza libera di inflessione di 27 m.

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Allegato  2  –  figura  A.7  estratta  dal  “Progetto  di  adeguamento  tecnico-­‐funzionale  delle  opere  del  porto  di  Salerno”  redatto  da  Technital  S.p.A.  

 

 

   

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Allegato  3  –  figura  A.8  estratta  dal  “Progetto  di  adeguamento  tecnico-­‐funzionale  delle  opere  del  porto  di  Salerno”  redatto  da  Technital  S.p.A.