PIANO REGOLATORE PORTUALE DI MARINA DI CARRARA...“Infrastrutture ed opere” e F.1 “Sezione tipo...

A TERMINI DI LEGGE CI RISERVIAMO LA PROPRIETA DI QUESTO ELABORATO CON DIVIETO DI RIPRODURLO ANCHE IN PARTEO DI RENDERLO NOTO A TERZI

Associazione Temporanea di Imprese

TITOLO

Tel e Fax ++39 0916852121 - ++39 0916850224

httpwwwprogettieopereit

e-mail postmasterprogettieopereit

Tel e Fax ++39 091325721

httpwwwcreacoopit

e-mail creamclinkit

ELABORATO SCALA NS RIF RIF ARC - NA4

- MARAMS11 - 65

DATA REVISIONE REDATTORE CONTROLLO APPROVAZIONE

IL COMMITTENTE IL TECNICO PER LATI

Ing Elio Ciralli

E10

AL-RB GI EC

STUDI DI SETTORE

Dimensionamento preliminare delle opere marittime

PIANO REGOLATORE PORTUALE

DI MARINA DI CARRARA

SOGGETTO INCARICATO DELLA REDAZIONE DEL PRP

AUTORITA PORTUALEMARINA DI CARRARA

REGIONE TOSCANA

PROVINCIA DI MASSA-CARRARA

30 Novembre 2012

16 Settembre 2013 rev01

emissione

AL GI EC

AL GI29 Novembre 2013 rev011 EC

PROGETTI E OPERE SRL CREA SOC COOP

REGIONE TOSCANA

PROVINCIA DI MASSA CARRARA

COMUNE DI CARRARA

AUTORITArsquo PORTUALE DI MARINA DI CARRARA

PIANO REGOLATORE PORTUALE DI MARINA DI CARRARA

DIMENSIONAMENTO PRELIMINARE DELLE OPERE MARITTIME

Novembre 2013


30 NOV 2012 EMISSIONE RB GI EC

16 SET 2013 REV 1 AL GI EC

29 NOV 2013 REV 11 AL GI EC

NOME FILE E_10_REV_01_1DOCX DISTRIBUZIONE RISERVATA

AUTORIT Arsquo PORT UAL E DI MARIN A DI C ARR AR A PIANO R EGOL ATOR E PORTU ALE D I MARI NA DI C AR RARA

DI MENSI ON AMENTO PR ELI MI NAR E DELL E OPER E MARITTIME

ATI PROGETTI E OPERE SRL (CG) ndash CREA SOC COOP I

INDICE

1 GENERALITArsquo 1

11 INTRODUZIONE 1

12 NORMATIVA DI RIFERIMENTO 1

2 RISK-ANALYSIS 2

21 GENERALITAgrave 2

22 FORZANTE ONDOSA 2

23 AZIONE SISMICA 4

231 Classificazione 4

231 Azione sismica di progetto 7

24 STATO DI MARE 10

25 LIVELLI IDRICI 13

3 OPERE IN PIANIFICAZIONE 15


32 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI TERRENI DI FONDAZIONE 16

4 OPERE FORANEE 17

41 DIGA FORANEA DEL PORTO COMMERCIALE 17

411 Pre-dimensionamento 18

42 SCOGLIERA MOLO DI SOTTOFLUTTO DEL PORTO COMMERCIALE 26


43 DIGHE FORANEE DELLrsquoAPPRODO TURISTICO 29

432 Scogliera dimensionamento 35

5 BANCHINAMENTI 37

51 OPERE A GIORNO 37

511 Verifica al ribaltamento 37

512 Dimensionamento di massima della mantellata 42

52 BANCHINE DI RIVA DELLrsquoAPPRODO TURISTICO 45


53 PALANCOLATE 50

531 Generalitagrave 50

532 Lunghezza di penetrazione limite 51

6 ANALISI DELLA TRACIMABILITArsquo DELLE OPERE 54

61 GENERALITArsquo 54

62 MOLO DI SOPRAFLUTTO DEL BACINO COMMERCIALE DIGA A PARETE VERTICALE 56

63 MOLO DI SOPRAFLUTTO DEL BACINO TURISTICO SCOGLIERA 57

7 TIPOLOGIE COSTRUTTIVE ALTERNATIVE 59



ATI PROGETTI E OPERE SRL (CG) ndash CREA SOC COOP 1

1 GENERALITArsquo

11 INTRODUZIONE

La strategia di pianificazione alla base della redazione del Piano Regolatore Portuale di Marina di Carrara si inserisce nellrsquoottica della promozione del trasporto marittimo attraverso un opportuna organizzazione della rete dei servizi proponendosi di rafforzare pertanto il sistema economico in un contesto di sviluppo sostenibile

Tale strategia non puograve prescindere dalla pianificazione di interventi di riqualificazione volti al miglioramento delle infrastrutture portuali dei servizi e dei mezzi

In tale ottica di incremento delle attivitagrave commerciali pescherecce e diportistiche il Piano Regolatore Portuale di Marina di Carrara prevede la pianificazione dei seguenti interventi

- potenziamento e prolungamento della diga foranea esistente - realizzazione di una nuova diga di sottoflutto con conseguente ampliamento del

bacino portuale - realizzazione di un approdo turistico

Per maggiori dettagli inerenti le infrastrutture e le opere si rimanda alle Tavv B3 ldquoInfrastrutture ed opererdquo e F1 ldquoSezione tipo delle opere di grande infrastrutturazionerdquo in allegato al presente Piano Regolatore Portuale

Il seguente studio a supporto del Piano Regolatore Portuale di Marina di Carrara presenta i calcoli relativi al dimensionamento di massima delle opere marittime previste dal medesimo piano

12 NORMATIVA DI RIFERIMENTO

Per i calcoli presentati nel documento la scrivente ATI ha fatto riferimento alla letteratura corrente ed alla normativa vigente in materia ed in particolare

- Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici 23 settembre 1994 n 156 ndash ldquoIstruzioni tecniche per la progettazione delle dighe marittimerdquo

- PIANC ndash ldquoBreakwaters with vertical and inclined concrete wallsrdquo - MarCom Report of WG 28 2003

- PIANC ndash ldquoGuidelines for the design of armoured slopes under open piled quay wallsrdquo- PTC II Report of WG 22 1997

- Legge 5 novembre 1971 n1086 ndash lsquorsquoNorme per la disciplina delle opere in conglomerato cementizio armato normale e precompresso ed a struttura metallicardquo

- Circolare del Ministero dei Lavori Pubblici 6 novembre 1967 n 3797 ndash lsquorsquoIstruzione per il progetto esecuzione e collaudo delle fondazioni lsquorsquo

- Ordinanza del Presidente del Consiglio dei Ministri 20 marzo 2003 n 3274 ndash ldquoPrimi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismicardquo e ssmmii

- Eurocodice 7 ndash ldquoProgettazione geotecnicardquo

- Eurocodice 8 ndash ldquoIndicazioni progettuali per la resistenza sismica delle strutturerdquo

- DM 14 gennaio 2008 ndash ldquoNorme Tecniche per le Costruzionirdquo

- Circolare del Ministero delle Infrastrutture e dei Trasporti 2 febbraio 2009 n 617 ndash ldquoIstruzioni per lrsquoapplicazione delle Norme tecniche per le costruzionirdquo di cui al DM 14012008rdquo


DIMEN SIO NAMENTO PREL I MIN AR E DELL E OPER E MARITTIME


2 RISK-ANALYSIS

21 GENERALITAgrave

Lrsquoodierna analisi delle strutture costiere esige un approccio sempre meno deterministico e sempre piugrave probabilistico con metodologie basate sul rischio grazie allrsquoevoluzione delle metodologie di calcolo ed alla reperibilitagrave dei dati relativi alle serie storiche

I principali obiettivi nellrsquoadozione della risk-analysis sono - identificare esplicitamente le incertezze

- fornire informazioni avanzate in merito alla relazione tra rischi e i costi derivanti

- migliorare la capacitagrave di decisione per lrsquoottimizzazione del progetto

La determinazione del grado di rischio accettabile per lrsquoopera consente di stabilire i criteri per la scelta della probabilitagrave di superamento dellrsquoevento della ldquodurata di vita del progettordquo e dei parametri dellrsquoevento estremo da considerare

22 FORZANTE ONDOSA

Per determinare il tempo di ritorno dello stato del mare di progetto si egrave fatto riferimento alle ldquoIstruzioni Tecniche per la Progettazione delle Opere Marittimerdquo emanate dal Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici

Tale tempo di ritorno dipende dalla durata minima di vita di progetto delle opere desumibile in funzione del tipo di opera e dal livello di sicurezza richiesto dalla Tabella 21

Tabella 21 ndash Valutazione della vita di progetto in funzione della tipologia dellrsquoopera e del livello di sicurezza richiesto (Fonte Istruzioni Tecniche per la Progettazione delle Opere Marittime)

Per strutture ad uso generale si intendono opere di difesa di complessi civili eo industriali non destinate ad uno specifico scopo e per le quali non egrave chiaramente identificabile il termine di vita utile o funzionale

Per infrastrutture ad uso specifico si intendono opere di difesa di singole installazione industriali porti industriali o piattaforme di carico e scarico e petrolifere

Il livello di sicurezza 1 si riferisce ad opere o installazioni di interesse locale ed ausiliario comportanti un piccolo rischio di perdite di vita o di danni ambientali in caso di danneggiamento (difese costiere porti minori e marina scarichi a mare strade litoranee)

Il livello di sicurezza 2 si riferisce ad opere ed installazioni di interesse generale comportanti un moderato rischio di perdita di vite umane o di danni ambientali in caso di danneggiamento (grandi opere portuali scarichi di grandi cittagrave)

Il livello di sicurezza 3 si riferisce ad opere ed installazioni per la protezione da inondazione di interesse sopranazionale comportanti un elevato rischio di perdita di vite umane e di danno ambientale in caso di danneggiamento

Oltre alla valutazione della vita di progetto occorre determinare anche la massima probabilitagrave di danneggiamento ammissibile desumibile dal tipo di danneggiamento dalla ripercussione economica e dal rischio per la vita umana come indicato in Tabella 22




Tabella 22 ndash Tipologia di danneggiamento ammissibile in funzione del grado della tipologia di rischio e della ripercussione economica

Le probabilitagrave corrispondenti al danneggiamento incipiente o alla distruzione totale sono assunte in relazione alle modificazioni subite dalle opere in caso di danneggiamento

Per strutture rigide (dighe a pareti verticali) per le quali egrave difficile riparare i danni si assume la probabilitagrave di distruzione totale mentre per strutture flessibili o comunque opere riparabili si assume la probabilitagrave corrispondente al danneggiamento incipiente inteso come il livello di danneggiamento al di sopra del quale il danno egrave apprezzabile ed egrave necessario intervenire con lavori di manutenzione

Per rischio limitato si intendono i casi in cui a seguito del danneggiamento non egrave prevista alcuna perdita di vita se le perdite sono preventivabili il rischio egrave elevato

Per ripercussione economica bassa media e alta si intendono i casi in cui il rapporto fra i costi di danneggiamento diretti ed indiretti e il costo totale di realizzazione dellrsquoopera egrave rispettivamente minore di 5 compreso tra 5 e 20 e maggiore di 20

La combinazione della vita di progetto dellrsquoopera Tv e della probabilitagrave di danneggiamento Pf consente di determinare il tempo di ritorno dellrsquoevento ondoso di progetto Trp con la seguente espressione

= minus1 minus 13 Relativamente alle opere portuali di Marina di Carrara si assume

- Tv = 25 poicheacute per le opere in progetto si possono assumere ad uso specifico con un livello di sicurezza richiesto pari a 2

- Pf = 015 poicheacute si assume una probabilitagrave di distruzione totale con rischio limitato e ripercussione economica media

Dallrsquoespressione sopra riportata si ottiene un tempo di ritorno per lrsquoevento ondoso Trp pari a 154 anni

Inoltre tenendo in considerazione le prescrizioni del Piano di Assetto Idrogeologico le quali indicano per il dimensionamento delle opere fluviali eventi con tempi di ritorno pari ad almeno 200 anni (cfr elaborato E6 ldquoStudio idrologico e idraulico dei corsi drsquoacqua che interferiscono con il portordquo) ed essendo i medesimi eventi interferenti con le opere marittime si egrave ritenuto opportuno assumere per gli stati del mare estremi come e ove occorrenti un tempo di ritorno pari a 200 anni




23 AZIONE SISMICA

231 Classificazione

Nel 2006 la Regione Toscana con Delibera di Giunta Regionale ndeg 431 del 19062006 (in attuazione dellrsquoOrdinanza PCM ndeg 3519 del 28 042006) ha classificato gran parte del territorio regionale introducendo 4 zone sismiche (2 3S 3 e 4)

Secondo tale classificazione il territorio comunale di Carrara ricade in zona 3S con accelerazione sismica orizzontale massima di 025 agg

Con lrsquoentrata in vigore del DM 14012008 la stima della pericolositagrave sismica viene definita mediante un approccio ldquosito dipendenterdquo e non piugrave tramite un criterio ldquozona dipendenterdquo

Pertanto attualmente la classificazione sismica del territorio egrave scollegata dalla determinazione dellrsquoazione sismica di progetto mentre rimane il riferimento per la trattazione di problematiche tecnico-amministrative connesse al livello del controllo dei progetti

Lrsquoazione sismica di progetto in base alla quale valutare il rispetto dei diversi stati limite presi in considerazione viene definita partendo dalla ldquopericolositagrave di baserdquo del sito di costruzione elemento essenziale per la determinazione dellrsquoazione sismica

Per individuare la forzante sismica di progetto per il dimensionamento di massima delle opere marittime occorre valutare il periodo di riferimento della stessa in funzione della vita nominale dellrsquoopera e della classe drsquouso

Si definisce vita nominale di unrsquoopera VN come il numero di anni nel quale la struttura purcheacute soggetta ad ordinaria manutenzione deve potere essere usata per lo scopo al quale egrave destinata

Tabella 23 ndash Vita Nominale di una struttura in funzione della tipologia di costruzione (Fonte DM 14012008 rdquo Norme Tecniche per le Costruzionirdquo)

Contestualmente alla Vita Nominale occorre determinare la Classe drsquoUso dellrsquoopera con riferimento alle conseguenze di interruzione di operativitagrave o di un eventuale collasso in presenza di azioni sismiche

La Norme Tecniche per le Costruzioni (DM 14012008) individuano quattro differenti classi drsquouso cosigrave definite

- Classe I costruzioni con presenza occasionale di persone edifici agricoli

- Classe II costruzioni il cui uso preveda normali affollamenti senza contenuti pericolosi per lrsquoambiente e senza funzioni pubbliche o sociali essenziali Rientrano in questa classe le industrie con attivitagrave non pericolose per lrsquoambiente ed opere infrastrutturali la cui interruzione non provochi situazioni di emergenza

- Classe III costruzioni il cui uso preveda affollamenti significativi in questa classe rientrano industrie con attivitagrave pericolose per lrsquoambiente ponti e reti ferroviarie la cui interruzione provochi situazioni di emergenza

- Classe IV Costruzioni con funzioni pubbliche o strategiche importanti anche con riferimento alla gestione della protezione civile in caso di calamitagrave Rientrano in questa classe ponti e reti ferroviarie di importanza critica per il mantenimento delle vie di comunicazione particolarmente dopo un evento sismico




Poicheacute le opere in pianificazione appartengono alla tipologia di opere di normale importanza e per le quali si prevedono affollamenti significativi si ritiene opportuno attribuire Vita Nominale pari a 50 anni e Classe drsquoUso III

Le azioni sismiche di calcolo per il pre-dimensionamento vengono valutate in funzione del periodo di riferimento VR che si ricava dalla seguente formula =

dove - VN vita nominale dellrsquoopera (VN= 50 anni)

- CU coefficiente in funzione della classe drsquouso (per la classe drsquouso III CU = 15)

Nel caso in esame il periodo di riferimento egrave pari a 75 anni

Nei confronti delle azioni sismiche sono individuati gli stati limiti di esercizio e gli stati limiti ultimi

Gli stati limiti di esercizio sono - Stato Limite di Operativitagrave (SLO) a seguito del terremoto lrsquoopera nel complesso

compresi gli elementi strutturali non strutturali e le apparecchiature non subiscono danni ed interruzioni drsquouso significativi

- Stato Limite di Danno (SLD) a seguito dellrsquoevento sismico lrsquoopera nel suo complesso non subisce danni da mettere a rischio gli utenti non compromettendo significativamente la capacitagrave di resistenza e di rigidezza nei confronti delle azioni verticali ed orizzontali

Gli stati limiti ultimi sono - Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV) a seguito del terremoto lrsquoopera subisce

rotture e crolli dei componenti non strutturali ed impiantistici e significativi danni dei componenti strutturali cui si associa una perdita significativa della rigidezza nei confronti delle azioni orizzontali la costruzione conserva invece parte della rigidezza e della resistenza per azioni verticali ed un margine di sicurezza nei confronti del collasso per azioni sismiche orizzontali

- Stato Limite di Collasso (SLC) a seguito dellrsquoevento sismico lrsquoopera nel suo complesso subisce gravi rotture e crolli dei componenti non strutturali ed impiantistici e danni molto gravi dei componenti strutturali la costruzione conserva ancora un margine di sicurezza per azioni verticali ed un esiguo margine di sicurezza nei confronti del collasso per azioni orizzontali

Per le opere in pianificazione si ipotizza uno stato limite di salvaguardia della vita (SLV) come specificato nel DM14012008 a tale stato limite egrave associato una probabilitagrave di superamento 13nel periodo di riferimento VR pari al 10 come mostrato in Tabella 24

Tabella 24 ndash Probabilitagrave di superamento di una struttura in funzione dello stato limite considerato (Fonte DM 14012008 rdquoNorme Tecniche per le Costruzionirdquo)




Il tempo di ritorno egrave legato al periodo di riferimento VR e alla probabilitagrave di superamento 13nel periodo di riferimento dalla seguente espressione

= minus1 13 Ai fini della definizione dellrsquoazione sismica di progetto egrave necessario valutare lrsquoeffetto della

risposta sismica locale facendo riferimento qualora non fosse possibile riferirsi a specifiche analisi ad un approccio semplificato sullrsquoindividuazione di categorie di sottosuolo e topografiche di riferimento

Per la caratterizzazione del sottosuolo si egrave fatto riferimento ai dati derivanti dalle Indagini idro-geo-lito-morfologiche presentate nella Relazione Geologico-Tecnica di supporto alla Variante al Regolamento Urbanistico del Comune di Carrara dal Dott Geologo Carlo Turba nellrsquoanno 2004 e dalle misure sismiche con tecnica down-hole realizzate durante il Progetto VEL (DOCUP TOSCANA 2000-2006 riduzione rischio sismico nelle aree produttive) finanziato dalla Regione Toscana e dalle ldquoIndagini geognostiche per ampliamento banchinamento cittagrave di Massardquo

Utilizzando la formula sum per il caso in questione (dove hi e Vi indicano

rispettivamente lo spessore in metri e la velocitagrave delle onde di taglio dello strato i-esimo per un totale di N strati presenti nei 30 metri superiori) si egrave ottenuto per il sito in esame una Vs30 pari a circa 210 ms valore riferito al piano di campagna

Ai fini della definizione delle azioni sismiche secondo le nuove ldquoNorme Tecniche per le Costruzionirdquo DM 140108 i risultati concorrono ad ascrivere il sito come appartenete alla Categoria C di sottosuolo in riferimento alla quota di imposta delle fondazioni esistenti (cfr Tabella 25)

Tabella 25 ndash Categorie di sottosuolo (Fonte DM 14012008 rdquoNorme Tecniche per le Costruzionirdquo)

Inoltre per le condizioni topografiche del sito si ricade nella Categoria Topografica T1 in riferimento alla classificazione proposta dalle Norme tecniche costruttive (cfr Tabella 26)




Tabella 26 ndash Categorie di superficie topografica (Fonte DM 14012008 rdquoNorme Tecniche per le Costruzionirdquo)

231 Azione sismica di progetto

Ai fini del DM 14012008 le forme spettrali sono definite per ciascuna delle probabilitagrave di superamento nel periodo di riferimento PVR a partire dai valori dei seguenti parametri relativi ad un sito di riferimento rigido orizzontale

- ag accelerazione orizzontale massima al sito - Fo valore massimo del fattore di amplificazione dello spettro in accelerazione

orizzontale - TC periodo di inizio del tratto a velocitagrave costante dello spettro in accelerazione

orizzontale Quale che sia la probabilitagrave di superamento nel periodo PVR considerato lo spettro di

risposta elastico della componente orizzontale egrave definito dalle seguenti espressioni

0 $amp( )+ - $ 1+ 1 $01 $ 2 amp( )+ 2 3amp( )+ -2 1 3 amp( )+ -2 34 1

avendo indicato con

- T periodo di vibrazione

- Se accelerazione spettrale orizzontale

- S coefficiente che tiene conto della categoria di sottosuolo e delle condizioni topografiche pari a S= SS ST

- η fattore di alterazione dello spettro in funzione del coefficiente di smorzamento ξ convenzionalmente pari al 5

- F0 fattore di amplificazione spettrale massima pari a 22

- TC periodo corrispondente allrsquoinizio del tratto a velocitagrave costante dello spettro pari a TC= CC TC

- TB periodo corrispondente allrsquoinizio del tratto ad accelerazione costante

- TD periodo corrispondente allrsquoinizio del tratto a spostamento costante essendo

pari a 3 40 78 16




In funzione della categoria di sottosuolo sono forniti i valori dei coefficienti di amplificazione stratigrafica SS e del coefficiente funzione della categoria del sottosuolo CC

In Tabella 27 si riportano i valori dei sopracitati coefficienti per le categorie di sottosuolo

Tabella 27 ndash Coefficiente di amplificazione stratigrafica S S e di categoria del sottosuolo C C (Fonte DM 14012008 rdquoNorme Tecniche per le Costruzionirdquo)

Si presenta a seguire il calcolo dei coefficienti di spinta sismica per gli stati limite drsquoesercizio SLO (stato limite di operativitagrave) e SLD (stato limite di danno) e per gli stati limite ultimi SLV (stato limite di salvaguardia della vita) e SLC (stato limite di prevenzione del collasso) in ottemperanza alla sopracitata normativa

Tabella 28 ndash Parametri sismici dellrsquoopera e del sito in esame

Tabella 29 ndash Parametri del reticolo sismico di riferimento

Tabella 210 ndash Parametri sismici a) Stato Limite di Operativitagrave b) Stato Limite di Danno

ID 18709 Lat 440336 Lon 100132 Distanza 2525279




Probabilitagrave di superamento 81 Probabilitagrave di superamento 63

TR 45 anni TR 75 anni

ag 0049 g ag 0060 g

Fo 2527 Fo 2543

TC 0242 s TC 0262 s

SS 15 SS 15

CC 167 CC 163

ST 1 ST 1

Kh 001 Kh 0012

Kv 0005 Kv 0006

Amax 0481 Amax 0587

β 02 β 02

Stato Limite di Operativitagrave (SLO) Stato Limite di Danno (SLD)

a b

44031307

10044577

3

50

C

T1

75 anni

15

Categoria sottosuolo

Categoria topografica

Periodo di riferimento

Coefficiente C U

Latitudine (Coordinata geografica ED 50)

Longitudine (Coordinata geografica ED 50)

Classe

Vita nominale




Tabella 211 ndash Parametri sismici a) Stato Limite di salvaguardia della Vita b) Stato Limite di Collasso

A seguire si riportano i grafici relativi allo spettro di risposta elastico per i vari stati limiti analizzati e lo spettro di progetto relativo allo stato limite di danno

Figura 21 ndash Spettro di risposta elastico delle accelerazioni delle componenti orizzontali

Figura 22 ndash Spettro di risposta elastico delle accelerazioni delle componenti verticali

Figura 23 ndash Spettro di progetto per lo stato limite SLV



ag 0144 g ag 0183 g

Fo 239 Fo 2382

TC 0296 s TC 0305 s

SS 148 SS 143

CC 157 CC 155

ST 1 ST 1

Kh 0042 Kh 00653

Kv 0021 Kv 0027

Amax 1416 Amax 1798

β 029 β 029

Stato Limite di salvaguardia della Vita (SLV) Stato Limite di Collasso (SLC)

a b




24 STATO DI MARE

Ai fini della verifica della stabilitagrave delle opere previste dal presente Piano Regolatore Portuale cosigrave come specificato in paragrafo 22 si considerano come onde di progetto gli stati del mare con tempo di ritorno 200 anni

Di seguito si riporta la descrizione della modalitagrave mediante la quale egrave stata effettuata la stima di tali onde

Analizzando i fenomeni di propagazione delle onde dal largo sottocosta si egrave desunto che in corrispondenza del Punto di Controllo 0 (cfr Figura 24) localizzato sulla batimetrica dei -1500 m sul lmm (cfr elaborato E2 ldquoStudio Meteomarinordquo) i treni drsquoonda si dispongono normalmente alla linea di riva e in particolar modo con direzioni comprese nel settore 165-270degN

Figura 24 ndash Localizzazione punto di controllo 0

Si riportano a seguire i grafici relativi al clima drsquoonda al largo e sottocosta per il sito di Marina di Carrara

Grafico 21 ndash Diagramma polare del clima drsquoonda al largo per il sito di Marina di Carrara

Punto di controllo 0 z= -1500 m sul lmm




Grafico 22 ndash Diagramma polare del clima drsquoonda sottocosta per il sito di Marina di Carrara Punto di Controllo 0

Ersquo stato possibile identificare per i principali settori direzionali delle onde al largo (cfr elaborato E4 ldquoStudio dellrsquoagitazione residua e dellrsquooperativitagrave del sistema portualerdquo) tre direzioni medie principali di propagazione del moto ondoso sottocosta mean wave directions in corrispondenza della batimetrica dei -1500 m sul lmm

- 150degN lt D Llt 180degN Ds = 180 degN - 195degN lt D Llt 225degN Ds = 210 degN - 240degN lt D Llt 330degN Ds = 240 degN

Per ciascuno dei tre macrosettori al largo egrave stata effettuata mediante il codice di calcolo STWAVE la propagazione dei treni drsquoonda associati agli eventi estremi con tempo di ritorno 200 anni

A ciascuna delle mean wave directions sottocosta sopraindicate egrave stato associato il maggiore e pertanto il piugrave cautelativo tra i valori di altezza drsquoonda significativa HS sottocosta sul Punto di Controllo 0 (cfr Figura 24) associato ai corrispondenti eventi estremi al largo

I rispettivi periodi di picco sono stati valutati con la seguente espressione

85=gt4

Di seguito si riporta la tabella riepilogativa delle altezze significativa degli eventi estremi sottocosta sul Punto di Controllo 0

Tabella 212 ndash Eventi estremi sottocosta sulla batimetrica dei -15 m slm valori massimi dellrsquoaltezza drsquoonda significativa Hs per ciascun settore direzionale (Punto di Controllo 0 )

Nellrsquoelaborato E4 ldquoStudio dellrsquoagitazione residua e dellrsquooperativitagrave del sistema portualerdquo sono state effettuate le simulazioni per le condizioni di stato del mare riportate in Tabella 213

R (anni) DL [degN] H s [m] D s [degN] H s [m]

200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775

PUNTO AL LARGO PUNTO 0




Tabella 213 ndash Stati del mare in analisi

Dalle simulazioni eseguite sono stati estratti i coefficienti di amplificazione relativi a ciascuno dei punti di controllo indicati in Figura 25

Figura 25 ndash Ubicazione dei punti di controllo per il calcolo delle onde di progetto

Le onde utilizzate per il dimensionamento di massima delle opere marittime sono state ricavate amplificando lrsquoaltezza drsquoonda significativa sottocosta HS associata al tempo di ritorno di 200 anni con i coefficienti di amplificazione ottenuti dalle simulazioni CGWAVE

Di seguito si riportano in Tabella 214 le onde di progetto in prossimitagrave delle opere per tempo di ritorno 200 anni

Tabella 214 ndash Altezze drsquoonda significativa sottocosta e direzioni sottocosta in prossimitagrave dei punti di controllo ( TR= 200 anni)

6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12

DIREZIONE SOTTOCOSTA

[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14

R (anni) DL [degN] H s [m] D s [degN] H s [m] D s [degN] H s [m] D s [degN] H s [m] D s [degN] H s [m] D s [degN] H s [m]

200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004

PUNTO 3 PUNTO 4PUNTO AL LARGO PUNTO 0 PUNTO 1 PUNTO 2

R (anni) DL [degN] H s [m] D s [degN] H s [m] D s [degN] H s [m] D s [degN] H s [m] D s [degN] H s [m]

200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008

PUNTO 5 PUNTO 6 PUNTO 7 PUNTO 8 PUNTO AL LARGO




Per tempo di ritorno 200 anni si desume che lrsquoonda sottocosta (Punto di Controllo 0) piugrave gravosa egrave caratterizzata da direzione di propagazione 240degN altezza drsquoonda significativa 775 m e periodo di picco 12 s essa corrisponde ad un treno drsquoonda al largo con direzione di propagazione compresa fra 240degN e 330degN

Per ciascuno dei punti di controllo sono stati scelti pertanto i massimi valori in termini di altezza drsquoonda significativa degli stati del mare di progetto

Punto di Controllo 1

- Ds= 231 degN H s= 586 m Tp= 12 s R= 200 anni















25 LIVELLI IDRICI

Di seguito sono riportati i valori di incremento del livello idrico stimati per effetto della marea astronomica e dello storm surge

Secondo le analisi metodologiche eseguite nellrsquoelaborato E2 ldquoStudio Meteomarinordquo al quale si rimanda per ulteriori dettagli si riportano in Tabella 26 le principali aliquote concorrenti alla determinazione della marea astronomica

Tabella 215 - Componenti principali di marea in funzione del periodo

Di seguito si riportano i valori locali relativi alle costanti ampiezza relativa e fase di riferimento

Tabella 216 - Valori dei coefficienti di ampiezza relativa e fase per il sito di La Spezia

SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA

LUNARE DIURNA PRINCIPALE

M2 S2 K1 O1

AMPIEZZA 009 cm 003 cm 004 cm 001 cm

FASE 251deg 278deg 193deg 116deg

COMPONENTI

AMPIEZZA E FASE ( LA SPEZIA)




Lrsquoampiezza massima di marea astronomica egrave pari a circa 17 cm ciograve implica che sia verosimile valutare lrsquoescursione dei livelli idrici indotta dal fenomeno della marea astronomica pari a circa 30-35 cm con andamento semidiurno

Per quanto riguarda lo storm surge sono stati valutati i valori relativi a tempi di ritorno 30 100 200 anni e direzione 240degN direzione alla qua le competono i valori di sovralzo piugrave elevati per vento e moto ondoso in frangimento

Si ricorda che la componente di storm surge tiene conto degli effetti di sovralzo causati dalle condizioni di pressione atmosferica vento e onde

Tempo di ritorno [anni]

Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13

Tabella 217 ndash Valori di storm surge al variare del tempo di ritorno R




3 OPERE IN PIANIFICAZIONE

31 GENERALITAgrave

Il layout definitivo presentato nel Piano Regolatore Portuale di Marina di Carrara egrave scaturito da una serie di affinamenti progettuali in termini di orientamento dellrsquoimboccatura e delle opere foranee ed interne stante la necessitagrave di ottemperare alle esigenze delle varie attivitagrave che si intende svolgere allrsquointerno della infrastruttura portuale

Il layout prescelto egrave stato ottimizzato per offrire la massima garanzia sotto il profilo strutturale e della protezione dello specchio acqueo operativo in modo da resistere ad eventi ondosi con elevati tempi di ritorno noncheacute per limitare il fenomeno della tracimazione

In particolare nel dimensionamento e nella progettazione delle opere foranee e delle opere marittime interne si egrave tenuto conto dei seguenti fattori

- caratteristiche del moto ondoso incidente sulle opere a partire dal moto ondoso al largo simulando i fenomeni di rifrazione frangimento e diffrazione

- ottimizzazione degli specchi acquei protetti per poterlo sfruttare nel modo piugrave razionale possibile in relazione ai servizi ed alle attivitagrave che si prevedono di fornire

- esigenze paesaggistiche e di riqualificazione ambientale dellrsquoarea

- necessitagrave di garantire un idoneo inserimento del sistema portuale nellrsquoambito urbano e territoriale

Pertanto stante quanto sopra riportato la pianificazione degli interventi previsti dal Piano Regolatore Portuale di Marina di Carrara finalizzati allrsquoadeguamento e alla riqualificazione delle infrastrutture portuali riguardano relativamente al porto commerciale

- prolungamento del molo foraneo di sopraflutto ed adeguamento dei banchinamenti

- realizzazione del nuovo molo di sottoflutto di levante

- realizzazione dei banchinamenti del nuovo bacino commerciale

- realizzazione di un nuovo sporgente nel bacino esistente

Per quanto concerne lrsquoapprodo turistico le opere in previsione interessano

- realizzazione delle opere di protezione della nuova darsena con dighe foranee a scogliera e muro paraonde

- realizzazione dei nuovi banchinamenti di riva della darsena con cassoni cellulari




Figura 31 ndash Tipologie di opere marittime in pianificazione o insistenti

32 CARATTERIZZAZIONE GEOTECNICA DEI TERRENI DI FONDAZIONE

Per la caratterizzazione geotecnica dei terreni di fondazione si egrave fatto riferimento alle indagini geognostiche realizzate per il progetto di ampliamento del banchinamento Piazzale Cittagrave di Massa realizzate nel settembre 1999 derivanti dallrsquoanalisi dei risultati di prove in situ ed in laboratorio

Ai fini della successiva progettazione geotecnica delle opere in base alle caratteristiche dei manufatti al profilo stratigrafico alle elaborazioni dei risultati delle indagini geotecniche in sito e delle prove di laboratorio si definisce il seguente modello geotecnico di sottosuolo

Strato A - quota -300 m dal piano campagna - sabbie medio fini debolmente limose e poco addensate - peso per unitagrave di volume γ = 19 kNm3 - coesione crsquo= 0 kNm2 - angolo drsquoattrito φrsquo = 25deg

Strato B - quota da -300 m a -2700 m dal piano campagna - sabbie limose da poco a moderatamente addensate che contengono anche livelli

limo-argillosi di consistenza media - peso di volume γ = 20 kNm3 - coesione drenata crsquo= 0 kNm2 - angolo drsquoattrito φrsquo = 27deg

Ai fini delle verifiche di seguito riportate si sono adottati i seguenti valori dei parametri geotecnici

- terreno di fondazione (tout-venant e terreno esistente) φrsquo = 31deg γ = 20 kNm3 - parametri per la spinta del terreno φrsquo = 38deg γ = 18 kNm3




4 OPERE FORANEE

41 DIGA FORANEA DEL PORTO COMMERCIALE

Il Piano Regolatore Portuale di Marina di Carrara prevede il prolungamento del molo di sopraflutto del bacino commerciale con unrsquoopera a parete verticale

Lrsquoopera saragrave realizzata con cassoni cellulari in cemento armato imbasati a quota -1350 m sul lmm la cui sezione tipo egrave rappresentata in Figura 41

Figura 41 ndash Opera a parete verticale con cella antiriflettente tratto terminale del prolungamento del molo foraneo di sopraflutto

Si prevede la costituzione di uno scanno di imbasamento in pietrame sul quale a seguito di regolarizzazione e spianamento della superficie mediante un intasamento in pietrisco saragrave posizionato il cassone cellulare in conglomerato cementizio armato di larghezza 1500 m

La presenza dellrsquoimbasamento egrave determinata sia dallrsquoesigenza di ripartire i carichi sul terreno di fondazione riducendo pertanto la sollecitazione trasmessa ai fondali sia da considerazioni di natura economica Essendo infatti i terreni di fondazione costituiti da sabbie medio-fini debolmente limose e poco addensate e sabbie poco limose moderatamente addensate si rende necessario prevedere un adeguato imbasamento

La tecnologia nel campo delle opere marittime prevede lrsquoimpiego di cassoni cellulari prefabbricati trasportati dal cantiere al luogo di impiego in condizioni di galleggiamento affondati successivamente nella posizione finale

Una volta in situ lrsquoinfrastruttura saragrave completata col riempimento delle celle con materiale incoerente manifestatisi gli assestamenti dellrsquoimbasamento e della fondazione si procederagrave alla realizzazione della sovrastruttura e del muro paraonde




Le pareti interne lato porto saranno opportunamente forate e riempite con sabbia e scogli di 1a categoria al fine di consentire lrsquoabbattimento del coefficiente di riflessione delle onde allrsquointerno del bacino portuale

Le rimanenti celle saranno riempite con sola sabbia ai piedi del cassone ai fini della stabilitagrave della struttura saranno posizionati dei massi guardiani di dimensioni 200 m x 200 m x 100 m

Sul cassone saragrave realizzata una sovrastruttura in conglomerato cementizio fino alla quota di calpestio prevista di +250 m sul lmm e larghezza 1500 m

Egrave consigliato lrsquoeventuale impiego di conglomerato cementizio opportunamente pigmentato per lrsquoottimizzazione dellrsquoinserimento paesaggistico in tale sovrastruttura egrave prevista la realizzazione di un cunicolo di servizio contestualmente allrsquoarredo finale che preveda ausili allrsquoormeggio e dotazione impiantistica (idrico-sanitaria elettrica illuminotecnica e segnali)

Lrsquoinfrastruttura prevede un coronamento in calcestruzzo munito di paraonde a quota +700 m sul lmm analogamente alle opere dellrsquoattuale molo di sopraflutto

411 Pre-dimensionamento

Per il cassone di dimensioni 1500 m x 2000 m si prevede lrsquoimbasamento a quota -1350 m sul lmm esso saragrave costituito da 3 file di celle con altezza complessiva di 1335 m riempite completamente di inerte ad eccezione delle celle lato porto dove saragrave presente un foro di altezza 200 m

Le pareti esterne ed interne avranno uno spessore di 050 m ed il solettone di base 150 m sulla parte inerte del cassone saragrave realizzato un massiccio di sovraccarico in calcestruzzo debolmente armato che porteragrave la quota di calpestio a +250 m sul lmm Inoltre saragrave previsto un muro paraonde con quota sommitale pari a 700 m sul lmm oggetto di apposita verifica di overtopping (cfrcapitolo 6)

Per queste strutture lrsquoonda di progetto egrave quella registrata lungo il lato esterno del prolungamento del molo di sopraflutto esistente (Punto di Controllo 1) avente le seguenti caratteristiche Ds=231degN H s=586 m Tp=12s R=200 anni

Ai fini delle verifiche di stabilitagrave si egrave fatto riferimento alle prescrizioni indicate nelle ldquoIstruzioni tecniche per la progettazione delle Dighe Marittimerdquo emanate dal Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici e al DM 14012008 ldquoNorme Tecniche per le Costruzionirdquo

Lo schema di calcolo adottato egrave quello dellrsquoonda regolare cilindrica secondo questo schema le forze agenti sulla struttura nel suo complesso (cassone+sovrastruttura) sono

- peso in acqua - forze esercitate dallrsquoonda incidente - componenti della reazione del terreno

Inoltre in fase di esercizio vanno considerate ulteriori forzanti dovute a - evento sismico - peso della sovrastruttura

Le verifiche presentate sono state eseguite mediante lrsquoanalisi di interazione terreno-struttura considerando tutti i meccanismi di rottura relative allo stato limite ultimo

In particolare gli stati limiti ultimi relativi alle opere di sostegno si riferiscono allo sviluppo di meccanismi di collasso determinati dalla mobilitazione della resistenza a taglio del terreno e al raggiungimento della resistenza degli elementi strutturali che compongono le opere stesse




Per il cassone saranno effettuate le verifiche con riferimento ai seguenti stati limiti

- Stato Limite Ultimo di tipo geotecnico (GEO) e di equilibrio di corpo rigido (EQU) - stabilitagrave globale del complesso opera di sostegno-terreno - scorrimento del piano di posa - collasso per carico limite dellrsquoinsieme fondazione-terreno - ribaltamento

La verifica di stabilitagrave globale del complesso opera di sostegno-terreno deve essere effettuata come specificato nel DM 14012008 secondo lrsquoApproccio 1 Combinazione 2 (A2+M2+R2)

Le rimanenti verifiche saranno effettuate secondo uno degli approcci proposti in particolare lrsquoApproccio 2 (A1+M1+R3)

Si riportano a seguire le tabelle relative ai coefficienti parziali per i parametri in esame in funzione della combinazione considerata

Tabella 41 ndash Coefficienti parziali per le azioni o per gli effetti delle azioni

Tabella 42 ndash Coefficienti parziali per i parametri geotecnici del terreno

Tabella 43 ndash Coefficienti parziali γR per le verifiche agli stati limiti STR e GEO

4111 Verifica allo scorrimento

Per quanto riguarda le verifiche geotecniche lo scorrimento si puograve ipotizzare come il meccanismo di collasso che governa il progetto della struttura poicheacute la capacitagrave portante del terreno di fondazione puograve essere soddisfatta migliorando preventivamente il terreno di base sul quale poggia lrsquoopera ed il ribaltamento risulta piugrave improbabile grazie al contributo stabilizzante dellrsquoacqua dal lato porto

Pertanto questa trattazione considera che la stabilitagrave dellrsquoopera sia governata dalla verifica allo scorrimento

La verifica egrave stata eseguita in accordo con le nuove norme tecniche italiane per le costruzioni in zona sismica (DM 14012008 ldquoNorme Tecniche per le Costruzionirdquo) rifacendosi in caso di mancanze alle indicazioni impartite nellrsquoEurocodice 8




Si individueranno pertanto le forze agenti sul cassone nellrsquoipotesi di un meccanismo di collasso quale egrave lo scorrimento del cassone rispetto allrsquoimbasamento rifacendosi al modello geotecnico descritto al par32

Figura 42 ndash Forze genti sul cassone

La spinta idrodinamica Udyn egrave calcolata mediante la teoria di Westergaard (1933)

Nellrsquoipotesi di struttura a parete verticale acqua incomprimibile e frequenza della sollecitazione armonica orizzontale applicata alla base minore della frequenza fondamentale f0 del serbatoio drsquoacqua infinitamente esteso (f0= VP4H con VP velocitagrave delle onde P nellrsquoacqua ed H altezza drsquoacqua) Westergaard (1993) considera la spinta idrodinamica risultante Udyn agente ad unrsquoaltezza pari a 04 H dalla base della struttura pari a

ABCD plusmn 712HIJKJ4

avendo indicato con

- khw coefficiente sismico relativo allrsquoacqua Ebeling e Morrison (1992) e PIANC (1992) assumono per khw lo stesso valore del coefficiente sismico orizzontale utilizzato per il terreno (khw= kh)

- γw peso per unitagrave di volume dellrsquoacqua - H profonditagrave dellrsquoimbasamento del cassone dal pelo libero

La sottospinta alla base Ub egrave sempre presente nelle opere di sostegno marittime e dipende dalla distribuzione delle pressioni interstiziali sotto la base stessa

Lo schema di calcolo piugrave semplice nellrsquoipotesi di un andamento lineare delle pressioni interstiziali ed effetti delle pressioni idrodinamiche trascurabili consente di determinare la seguente espressione AL = 05M[KJℎP + KJℎQ]

avendo indicato con

- γw peso per unitagrave di volume dellrsquoacqua

- ht altezza del pelo libero lato terra

- hm altezza del pelo libero lato mare

Le forze di inerzia del cassone sono proporzionali al peso complessivo del cassone stesso La forza di inerzia orizzontale pari a Fio= kh W va considerata agente nello stesso verso della forza sismica




La forza di inerzia verticale Fiv = kv W va considerata agente verso lrsquoalto o verso il basso a seconda dellrsquoeffetto piugrave sfavorevole per il meccanismo di collasso ipotizzato

Inoltre per il calcolo delle forzanti indotte dal moto ondoso F1 e F2 si egrave considerata lrsquoonda di progetto facendo riferimento allo schema di onda regolare cilindrica e alle formule di Goda per le pressioni in fase di cresta e cavo

Figura 43 ndash Schema di riferimento per il calcolo delle forzanti per moto ondoso in fase di cresta

Figura 44 ndash Schema di riferimento per il calcolo delle forzanti per moto ondoso in fase di cavo

Per la fase di cresta si ha che

ST K U cos HU0 +lowastU +lowast S4 ST +lowast ℎZ+lowast

S K [ cos HU ℎprimeU] STℎprimeU 1) S^ =S __ + `

+lowast = +=4a 1tanh HU

H = 2=a




Per la fase di cavo si ha che ST K+f S K cos HU [ℎf +fU +f ] ST [ℎf UU +f 1]

S^ =S __ + `

+lowast = minus=4a 1tanh HU

H = 2=a

La condizione piugrave gravosa per la verifica allo scorrimento del cassone egrave quella in cui la forza di inerzia verticale agisce verso lrsquoalto mentre per la verifica a capacitagrave portante del terreno di fondazione bisogna considerare la forza drsquoinerzia verticale additiva al peso

I coefficienti sismici kh e kv sono gli stessi di quelli relativi al terreno riportati in Tabella 210 e Tabella 211 per lo stato limite di salvaguardia della vita (SLV)

Nellrsquoipotesi che la verifica a scorrimento governi il progetto dellrsquoopera la resistenza di progetto Rd egrave proporzionale alla risultante di tutte le forze verticali agenti sulla banchina in condizioni statiche senza tenere conto delle forze dovute al sisma Rd egrave data dalla somma del peso del cassone W e della risultante delle pressioni interstiziali agenti sulla base del cassone Ub

gB = htan iLB[KjTk]lK

dove

- δbd angolo di attrito di progetto tra cassone e terreno di fondazione

- γG1 γG2 coefficienti di sicurezza parziali per le azioni permanenti

- γR coefficiente di sicurezza parziale per la resistenza

Lrsquoazione di progetto Ed comprende invece la somma di tutte le forze orizzontali agenti sulla struttura nel caso in esame egrave rappresentata dalla spinta dellrsquoacqua su entrambi i lati del cassone

mB = KjAnPP minus KjAnPQ + T + 4 con

- Ust t spinta idrostatica lato terra

- Ustm spinta idrostatica lato mare

- F1 F2 forzanti indotte dal moto ondoso




Dal momento che la sottospinta dellrsquoacqua alla base Ub e il peso del cassone W dipendono dalla larghezza del cassone stesso (B) egrave possibile ricavare la larghezza minima della banchina Bmin che soddisfa la verifica a scorrimento in condizioni statiche

MQoD KKjAnPP AnPQ(tan iLBNKjTK2pn(R

In condizioni sismiche nellrsquoipotesi che la verifica a scorrimento governi il progetto dellrsquoopera la resistenza di progetto Rd dipende dal peso del cassone W e dalla forza di inerzia verticale del cassone kvW in questa fase di dimensionamento di massima si trascurano i sovraccarichi si puograve scrivere

gB tan iLB NkKjT Kj^H( KjALRK

Lrsquoazione di progetto Ed comprende la forza di inerzia del cassone Fi la spinta statica dellrsquoacqua su entrambi i lati del cassone Ustt e Ustm e la spinta idrodinamica da entrambi i lati del cassone Udynm e Udynt mB Kj^kHI KjAnPP AnPQ KjqABCDP ABCDQ KjrT Kjs4

Il DM14012008 precisa al par 7111 che in condizioni sismiche le verifiche agli stati limiti ultimi devono essere effettuate ponendo pari allrsquounitagrave i coefficienti parziali sulle azioni (γGi = 1) impiegando i parametri geotecnici e le resistenze di progetto con gli stessi valori dei coefficienti parziali indicati nel caso statico

Tabella 44 ndash Coefficienti parziali sulle azioni in condizioni statiche e sismiche (Fonte DM 14012008)

Tabella 45 ndash Coefficienti parziali per i parametri geotecnici in condizioni sismiche (Fonte DM 14012008)

Tabella 46 ndash Coefficienti di sicurezza parziali γR sulla resistenza del terreno in condizioni sismiche (Fonte DM 14012008)

Sostituendo le espressioni di Rd ed Ed ponendo γGi = 1 si ottiene la seguente espressione

M KAnPP AnPQ ABCDP ABCDQ T 4t)iLBNKZpn1 H( KJℎR KK2uHI 1481`




ricavando la larghezza minima della banchina che soddisfa la verifica a scorrimento in condizioni sismiche

4112 Verifica al ribaltamento

Nellrsquoipotesi di un meccanismo di collasso a seguito del ribaltamento del cassone intorno ad un centro di rotazione O la verifica va effettuata utilizzando la seguente disuguaglianza gB ge mB

dove - Rd resistenza di calcolo che tiene conto delle forze con effetti stabilizzanti

- Ed sollecitazione di calcolo che tiene conto delle forze con effetti destabilizzanti

In accordo con quanto prescritto dalle ldquoIstruzioni tecniche per la costruzione delle dighe marittimerdquo sono stati analizzati due differenti casi il primo corrispondente alla fase di cresta (cfr Figura 45a) e il secondo caso relativo alla fase di cavo (cfr Figura 45b)

Si osserva che per ciascuna delle condizioni sopra esposte i centri di ribaltamento ipotizzati sono O1 (spigolo lato porto) e O2 (spigolo lato mare) rispettivamente in fase di cresta e di cavo

Figura 45 ndash Schema di riferimento per le verifiche al ribaltamento a) fase di cresta b) fase di cavo

Le istruzioni tecniche raccomandano di utilizzare per verifiche

- H = H120 cong 140 Hs in fase di cresta - H = H1100cong 167 Hs in fase di cavo

- T = Tscong Tp110

Egrave stato considerato un livello di sovralzo causato da storm surge pari a 13 m e un elevazione massima di livello idrico per gli effetti di marea e climatici pari a circa 03 m

Per il calcolo delle forzanti indotte dal moto ondoso considerando lrsquoonda di progetto precedentemente determinata si fa riferimento allo schema di onda regolare cilindrica e alle formule di Goda per la determinazione delle pressioni in fase di cresta e di cavo (cfr Figura 43 e Figura 44)

Sono assunti i seguenti dati relativi ai materiali e ai terreni considerati

- peso specifico calcestruzzo sovrastrutture γcls = 24 tm3

- peso specifico sabbia riempimento cassoni γs = 16 tm3

- peso specifico pietrame riempimento cassoni γs = 26 tm3

- peso specifico acqua di mare γw = 103 tm3

- angolo di resistenza a taglio del fondale ϕrsquo = 27deg

a) b)




Note le caratteristiche dimensionali e fisiche noncheacute le caratteristiche dellrsquoonda di progetto sono state calcolate le risultanti delle forze indotte dal moto ondoso ed i relativi bracci al variare del livello idrico

Di seguito si riporta il prospetto riepilogativo di tali risultanze per tipologia di cassone

Tabella 47 ndash Forzanti dovute al moto ondoso

Lo stato limite di ribaltamento non prevede la mobilitazione della resistenza del terreno di fondazione pertanto deve essere trattato come uno stato limite di equilibrio di corpo rigido (EQU)

Tabella 48 ndash Coefficienti parziali per le azioni o per lrsquoeffetto delle azioni nelle verifiche SLU (Fonte DM 14012008)

Dalle verifica al ribaltamento si ottiene

- per la fase di cresta con onda frangente gB wnP7Lopoxx7DPamp 4927 tm

mB woL7pP7DPamp 4693 tm

- per la fase di cavo

gB wnP7Lopoxx7DPamp 3768tmmB woL7pP7DPamp 3198tm

Pertanto poicheacute per entrambe le condizioni di cresta e di cavo la condizione gB v mBegrave soddisfatta la struttura verifica al ribaltamento

4113 Verifica del carico limite dellrsquoinsieme fondazione-terreno

La verifica della capacitagrave portante del complesso fondazione-terreno egrave finalizzata a garantire che le azioni trasmesse dallrsquoopera al fondale non superino il carico limite che lo stesso puograve tollerare

Il carico limite del complesso terreno-struttura viene determinato mediante lrsquoespressione trinomia di Terzaghi modificata da Brinch-Hansen




La predetta formula di Terzaghi determina il valore del carico massimo che comporta il collasso del terreno relativamente ad una fondazione superficiale nastriforme applicando la teoria dellrsquoequilibrio limite al terreno

Tale metodologia considera una superficie di rottura avente andamento in parte lineare ed in parte a spirale logaritmica funzione esclusivamente della dimensione della base della fondazione e delle proprietagrave meccaniche del terreno su cui poggia la fondazione stessa

La formula di Brinch-Hansen generalizza il risultato di Terzaghi considerando anche lrsquoinclinazione e lrsquoeccentricitagrave del carico di fondazione la profonditagrave della fondazione rispetto al piano di campagna lrsquoinclinazione della base della fondazione e del piano di campagna e la forma della fondazione

Il carico limite viene calcolato con la tradizionale formula poQ 05KprimeM~ + prime~Z + ~

dove

- Qlim carico limite della fondazione

- γ peso dellrsquounitagrave di volume di terreno immerso

- B larghezza del cassone

- Nγ Nc Nq fattori di capacitagrave portante

- crsquo coesione intercetta in condizioni drenate

- q sovraccarico

Noto il carico limite della fondazione si procede col determinare il valore della tensione massima che il cassone trasmette al terreno computando tutte le forze agenti

Nel rispetto delle condizioni imposte dal DM 14012008 deve verificarsi che gB ge mB

Il calcolo delle azioni e delle sollecitazioni di calcolo ha portato a determinare i seguenti valori gB = 969t

mB = 464 t Pertanto la verifica allo schiacciamento egrave soddisfatta

42 SCOGLIERA MOLO DI SOTTOFLUTTO DEL PORTO COMMERCIALE

La parte terminale del molo di sottoflutto saragrave costituita da una scogliera emersa

La scogliera imbasata alla profonditagrave variabile tra -800 e -110 m sul lmm si prevede dotata di nucleo in scogli naturali e pietrame di strato filtro e di mantellata questrsquoultima in massi naturali da 12 t

La quota sommitale della berma saragrave pari a 550 m sul lmm

Per mantenere la mantellata in massi naturali sono state utilizzate adeguate pendenze la scogliere in corrispondenza del bacino commerciale saragrave realizzata con pendenza 32 la scogliera in corrispondenza del torrente Carrione saragrave realizzata con pendenza 11 (cfr Figura 46)




Figura 46 ndash Scogliera della parte terminale del molo di sottoflutto


Si riporta a seguire il calcolo effettuato per il dimensionamento di massima della scogliera lrsquoonda di progetto utilizzata per il dimensionamento effettuato ha le seguenti caratteristiche Ds= 214degN H s=553 m Tp= 12 s R= 200 anni (Punto di controllo 6)

4211 Formula di Hudson (1974)

Lrsquoespressione piugrave largamente utilizzata per ricavare il peso degli elementi della mantellata egrave quella proposta da Hudson (1974) D 3t(T

in cui

- H altezza drsquoonda significativa Hs [m]

- Dn50 dimensione del cubo mediano equivalente [m]

- ∆ = ρsρw ndash 1 con ρw densitagrave dellacqua [kgm3] ρs densitagrave della roccia [kgm3] cot α cotangente angolo della scarpata

- KD coefficiente adimensionale dipendente dal tipo di masso dallrsquoubicazione della sezione di calcolo dallrsquoangolo della scarpa e dalla tipologia di onda (frangente o non frangente)

In particolare per il caso in esame sono stati ipotizzati come unitagrave elementari di ricoprimento massi naturali a spigoli vivi con posa in opera speciale in doppio strato per la scogliera lato bacino in doppio strato semplice per la scogliera lato Carrione

Per il valore del coefficiente adimensionale KD si faragrave riferimento ai valori riportati in Tabella 49




Tabella 49 ndash Valutazione del coefficiente di stabilitagrave K D (Fonte ldquoLe dighe marittimerdquo autore Edoardo Benassai)

Data la presenza di onde non frangenti si egrave scelto un valore del coefficiente di stabilitagrave pari a 70 per il tronco e a 64 per la testata ipotizzando elementi naturali a spigoli vivi in disposizione speciale in doppio strato con lrsquoasse longitudinale dei massi collocato perpendicolarmente alla superficie esterna della struttura

Dal calcolo si ottiene una dimensione del cubo mediano equivalente Dn50 pari a 166 m per il tronco e 170 m per la testata nellrsquoipotesi che i massi utilizzati siano uguali a quelli costituenti la scogliera lato bacino si hanno massi da 12 t per il tronco e da 13 t per la testata

4212 Dimensionamento di massima

Lo spessore dello strato viene determinato applicando la seguente formula

H∆ k70T

in cui - r spessore dello strato [m] - n numero di strati - k∆ coefficiente di piano (pari a 1) - W peso dellrsquo elemento della mantellata - wa peso specifico dellrsquoelemento della mantellata

Anche per la stima della larghezza della berma B (m) vale una formula analoga

M H∆ k70T

in cui - B larghezza minima della berma [m] - n numero degli elementi che costituiscono la berma




- k∆ coefficiente di piano (pari a 1) - W peso dellrsquo elemento della mantellata - wa peso specifico dellrsquoelemento della mantellata

Nel caso in esame si ottiene per il tronco della scogliera uno spessore r1 del primo strato (mantellata) pari a 33 m con massi da 12 t uno spessore r2 del secondo strato (strato filtro costituito da massi aventi peso pari ad un decimo del peso dei massi della mantellata) pari a 15 m con massi da 1-2 t

Per la testata della scogliera si ha uno spessore r1 del primo strato (mantellata) pari a 34 m con massi da 13 t uno spessore r2 del secondo strato (strato filtro) pari a 16 m con massi da 1-2 t

Al piede della scogliera lato bacino saragrave interposta unrsquounghia in massi di 2a categoria con peso unitario da 1 a 2 t larghezza 460 m e altezza 310 m il nucleo saragrave realizzato con massi di 1a categoria con peso unitario dellrsquoelemento di circa 50 kgm3

Si ritiene opportuno a vantaggio di sicurezza ipotizzare una larghezza della berma pari a 10 m

43 DIGHE FORANEE DELLrsquoAPPRODO TURISTICO

Per le opere di protezione del bacino dellrsquoapprodo turisticoil Piano Regolatore Portuale prevede delle scogliere banchinate

La parte interna egrave costituita da cassoni cellulari in conglomerato cementizio armato con celle antiriflettenti lato bacino

Si prevede la costituzione di uno scanno di imbasamento in pietrame sul quale a seguito di regolarizzazione e spianamento della superficie con pietrisco saragrave posizionato il cassone cellulare in conglomerato cementizio armato

Lrsquoopera saragrave realizzata con cassoni cellulari in conglomerato cementizio armato di dimensioni 1500 m x 1500 m imbasata a quota -700 m sul lmm la cui sezione tipo egrave rappresentata in Figura 47

Le pareti esterne ed interne avranno uno spessore di 050 m ed il solettone di base 100 m

Figura 47 ndash Scogliera banchinata

Lrsquoinfrastruttura saragrave completata col riempimento delle celle con materiale incoerente manifestatisi gli assestamenti dellrsquoimbasamento e della fondazione si procederagrave alla realizzazione della sovrastruttura e del muro paraonde




Le pareti interne lato porto saranno opportunamente forate al fine di consentire lrsquoabbattimento del coefficiente di riflessione delle onde infatti le sole celle interne del cassone lato bacino saranno riempite con sabbia e scogli di 1a categoria per consentire la riduzione dellrsquoagitazione interna al porto

Ai piedi del cassone lato porto ai fini della stabilitagrave della struttura saranno posizionati dei massi guardiani di dimensioni 200 m x 200 m x 100 m

Sul cassone saragrave realizzata una sovrastruttura in conglomerato cementizio fino alla quota di calpestio prevista di +120 m sul lmm e della larghezza di 1500 m Lrsquoinfrastruttura saragrave sormontata da un coronamento in calcestruzzo munito di paraondecon quota sommitale a +450 m sul lmm

Verragrave impiegato conglomerato cementizio opportunamente pigmentato per lrsquoottimizzazione dellrsquoinserimento paesaggistico in tale sovrastruttura si prevede la realizzazione di un cunicolo di servizio contestualmente alla realizzazione dellrsquoarredo finale con ausili allrsquoormeggio e dotazione impiantistica (idrico-sanitaria elettrica illuminotecnica e segnali)


Per queste strutture lrsquoonda di progetto egrave quella registrata lungo il lato esterno del prolungamento del molo di sopraflutto (Punto di Controllo 6) avente le seguenti caratteristiche Ds=232degN H s=516 m Tp=12s R=200 anni






Per il cassone saranno effettuate le verifiche analogamente a quanto effettuato nel paragrafo 41




Individueremo pertanto le forze agenti sul cassone nellrsquoipotesi di un meccanismo di collasso quale egrave lo scorrimento del cassone rispetto allrsquoimbasamento rifacendosi al modello geotecnico descritto al paragrafo 32




Occorre tenere presente per il calcolo delle forzanti delle onde frangenti agenti sulla struttura che lrsquointerposizione della scogliera produce degli effetti di dissipazione delle onde impattanti pertanto il calcolo di tali forze saragrave effettuato mediante un coefficiente di trasmissione dellrsquoenergia dellrsquoonda kt determinato come di seguito descritto

Da considerazioni di natura energetica associate alla trasmissione del moto ondoso nellrsquoipotesi di trascurare il fenomeno di assorbimento dellrsquoenergia a vantaggio di sicurezza ne deriva che H4 HP4 1 (cfr ldquoThe use of vertical walls with horizontal slots as breakwatersrdquo OSRageh and AS Koraim Thirteenth International Water Technology Conference IWTC 13 2009 Hurghada Egypt)

Per la scogliera ipotizzato un valore del coefficiente di riflessione kr pari a 035 come suggerito dalla corrente letteratura tecnica si egrave ricavato un coefficiente di trasmissione kt dellrsquoenergia del moto ondoso pari a 094

Figura 48 ndash Forze agenti sul cassone


ABCD =plusmn 712 HIJKJ4

avendo indicato con






- H profonditagrave dellrsquoimbasamento del cassone dal pelo libero

La sottospinta alla base Ub si determina attraverso la seguente espressione AL 05M[KJℎP + KJℎQ]

avendo indicato con




Inoltre per il calcolo delle forzanti indotte dal moto ondoso F1 e F2 si egrave considerata lrsquoonda di progetto facendo riferimento allo schema di onda regolare cilindrica e alle formule di Goda per le pressioni per la sola fase di cresta

Ai fini della verifica data la natura frangente del moto ondoso in prossimitagrave delle opere in oggetto si egrave ritenuto opportuno effettuare tutte le verifiche di equilibrio e geotecnico considerando le forzanti ondose in frangenza con tempo di ritorno 200 anni (cfr paragrafo 22)



Nellrsquoipotesi che la verifica a scorrimento governi il progetto dellrsquoopera la resistenza di progetto Rd egrave proporzionale alla risultante di tutte le forze verticali agenti sulla banchina In condizioni statiche senza tenere conto delle forze dovute al sisma Rd egrave data dalla somma del peso del cassone W e della risultante Ub delle pressioni interstiziali agenti sulla base del cassone

gB htan iLB[KjTk]l

K

dove





mB KjAnPP minus KjAnPQ + T + 4

con





MQoD K(Kj(AnPP minus AnPQ)tan iLB[KjT(K2pn)]





gB tan iLB [k(KjT minus Kj^H) minus KjAL]K

Lrsquoazione di progetto Ed comprende la forza di inerzia del cassone Fi la spinta statica dellrsquoacqua su entrambi i lati del cassone Ustt e Ustm e la spinta idrodinamica da entrambi i lati del cassone Udynm e Udynt

mB Kj^kHI + KjAnPP minus AnPQ + KjqABCDP + ABCDQ + KjrT + Kjs4



M KAnPP minus AnPQ + ABCDP + ABCDQ + T +4

t)iLB[KZpn(1 minus H) minus KJℎ] minus KK2uHI = 1120`






Egrave stato analizzato un solo caso corrispondente alla fase di cresta (cfr Figura 45a) in quanto rappresenta lrsquounico meccanismo di collasso di ribaltamento potenzialmente possibile

Per la condizione sopra descritta il centri di ribaltamento ipotizzato egrave O1 (spigolo lato porto)

Figura 49 ndash Schema di riferimento per le verifiche al ribaltamento in fase di cavo

a)






- T = Tscong Tp110








- angolo di resistenza a taglio del fondale ϕrsquo= 27deg




Dalle verifica al ribaltamento per la fase di cresta con onda frangente si ottiene

gB wnP7Lopoxx7DPamp 3279 tm


Pertanto poicheacute la condizione gB ge mB egrave soddisfatta la struttura verifica al ribaltamento








dove






- q sovraccarico



Il calcolo delle azioni e delle sollecitazioni di calcolo ha portato a determinare i seguenti valori gB = 969t mB = 299t

Pertanto la verifica allo schiacciamento egrave soddisfatta

432 Scogliera dimensionamento

La scogliera presenta un fronte inclinato verso il largo realizzato in massi naturali disposti a strati sui quali puograve avvenire il frangimento dellrsquoonda incidente accompagnato da una graduale dissipazione dellrsquoenergia associata al moto ondoso

Per contenere la permeabilitagrave al moto ondoso e i cedimenti causati dal fenomeno di assestamento dei massi la diga saragrave costituita da blocchi di differente pezzatura decrescente dallrsquoesterno verso lrsquointerno

La mantellata saragrave caratterizzata da materiale disposto secondo differenti configurazioni a seconda dellrsquoentitagrave della sollecitazione della forzante ondosa predisponendo degli elementi di maggiore pezzatura dove il moto ondoso si manifesta con la massima intensitagrave

La scogliera saragrave realizzata a doppio strato con nucleo in pietrame e per la berma in massi naturali

Si riporta a seguire il calcolo effettuato per il dimensionamento di massima delle opere a gettata

Per le opere di protezione del porto turistico comprese tra i prolungamenti del Torrente Carrione e del Fosso Lavello (Punto di Controllo 6 Zm= -750 m sul lmm) lrsquoonda di progetto ha le seguenti caratteristiche Ds= 214degN H s=553 m Tp= 12 s R= 200 anni


Lrsquoespressione utilizzata per ricavare il peso degli elementi della mantellata egrave quella proposta da Hudson (cfr4212) D = 3t)T




Il coefficiente KD egrave stato scelto in base al valore cotα noncheacute alla tipologia dellrsquounitagrave di ricoprimento secondo i principi riportati nelle ldquoIstruzioni tecniche per la costruzione delle dighe marittimerdquo

Secondo tali raccomandazioni il coefficiente di stabilitagrave assume differenti valori in funzione del rivestimento (rinfusa speciale o uniforme) e della tipologia dellrsquounitagrave di ricoprimento (massi naturali tetrapodi cubi esapodi ecc)

In particolare per il caso in esame sono stati ipotizzati come unitagrave elementari di ricoprimento massi naturali a spigoli vivi con posa in opera speciale e in doppio strato per il valore del coefficiente adimensionale KD si faragrave riferimento ai valori riportati in Tabella 49

Data la presenza di onde non frangenti si egrave scelto un valore del coefficiente di stabilitagrave pari a 70 per il tronco e pari 64 per la testata ipotizzando unrsquounitagrave di ricoprimento a spigoli vivi con rivestimento collocato con posa in opera speciale

Dal calcolo si ottiene una dimensione del cubo mediano equivalente Dn50 pari a 166 m per il tronco e 170 m per la testata per cui si utilizzeranno massi da 12 t per il tronco e massi da 13 t per la testata

4322 Conclusioni sul pre-dimensionamento della mantellata


H∆ k70T

in cui - r spessore dello strato [m] - n numero di strati - k∆ coefficiente di piano - W peso dellrsquo elemento della mantellata - wa peso specifico dellrsquoelemento della mantellata


M H∆ k70T

in cui - r spessore dello strato [m] - n numero degli elementi che costituiscono la berma - k∆ coefficiente di piano - W peso dellrsquo elemento della mantellata - wa peso specifico dellrsquoelemento della mantellata

Nel caso in esame ipotizzando che la mantellata sia composta da un doppio strato la berma da 3 elementi e il coefficiente di piano k D sia pari a 1 si ottiene per il tronco della scogliera uno spessore della mantellata pari a 33 m con massi da 12 t uno spessore dello strato filtro (caratterizzato da elementi con peso pari ad un decimo del peso degli elementi della mantellata) pari a 15 m con massi da 1-2 t

Per la testata della scogliera si ha uno spessore della mantellata pari a 34 m con massi da 12 t ed uno spessore dello strato filtro pari a 16 m con massi da 1-2 t

La larghezza minima della berma egrave pari a 50 m




5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

Il banchinamento del nuovo bacino commerciale saragrave realizzato con banchine a giorno

Le banchine saranno costituite da una sovrastruttura e da una struttura in elevazione formata da una serie di pali verticali infissi nel fondale marino ad una fissata profonditagrave per garantire il requisito della stabilitagrave dellrsquoopera e dellrsquoancoraggio

La sovrastruttura realizzata con elementi prefabbricati saragrave costituita da una soletta gettata in opera posata su travi longitudinali prefabbricate a loro volta poggianti su traversi sostenuti da pali profondi

Al di sotto dellrsquoimpalcato a garanzia anche della stabilitagrave del terrapieno saragrave realizzata una mantellata in doppio strato in elementi naturali

In questa sezione saragrave presentata la verifica al meccanismo di collasso dovuto alla rotazione intorno al piede del palo infisso in presenza dellrsquoevento ondoso con tempo di ritorno 200 anni relativo al Punto di Controllo 5 (Ds = 165degN H s = 185 m) (cfr Figura 51)

Figura 51 ndash Banchina a giorno su pali


Per la verifica allo stato limite del ribaltamento egrave stato necessario valutare mediante la teoria delle aree di influenza il contributo dei pesi permanenti agenti sul palo

Sono stati computati pertanto i carichi permanenti della sovrastruttura gravante su ogni singolo palo effettuando in seguito la verifica per il palo maggiormente sollecitato dal moto ondoso ovvero il palo con lunghezza di infissione minore e maggiore esposizione al moto ondoso

Si presenta in Figura 52 lo schema di calcolo relativo alla delimitazione dellrsquoarea di influenza

Conformemente alla tipologia di opera a giorno presente nello stato di fatto si egrave ipotizzata una palificata di pali in conglomerato cementizio di diametro pari a 16 m infissi ad una profonditagrave di -2960 m sul lmm interasse longitudinale pari a 45 m ed interasse traversale pari a 95 m




Figura 52 ndash Area di influenza per il calcolo dei carichi permanenti

Si presenta nelle tabelle di seguito riportate il calcolo dei pesi relativi al palo e ai carichi permanenti gravanti su di esso ai fini della presente verifica

Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m

Peso specifico conglomerato cementizio armato 25 tm3

Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m


Volume impalcato 1823 m3

Peso impalcato 4556 t

Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m


Volume trave longitudinale 945 m3

Peso trave longitudinale 2363 t

Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m


Volume trave trasversale 756 m3

Peso trave trasversale 1890 t




Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m


Volume pulvino 242 m3

Peso pulvino 605 t

Tabella 51 ndash Calcolo dei pesi permanenti del palo e della sovrastruttura gravante su di esso

In analogia con i meccanismi che sviluppano le forze indotte da un fluido di corrente unidirezionale Morrison et al (1950) hanno dedotto che la forza orizzontale per unitagrave di lunghezza su un palo cilindrico puograve essere espressa da una relazione empirica

Tale espressione egrave composta da due aliquote una aliquota di inerzia ed una aliquota di drag (trascinamento)

In particolare la forza drsquoinerzia per unitagrave di lunghezza che unrsquoonda esercita su un palo egrave data da

invece la forza di trascinamento per unitagrave di lunghezza che unrsquoonda esercita su un palo egrave fornita dalla seguente relazione

dove - cm coefficiente di massa - D diametro del palo - amax accelerazione massima ricavabile dalla teoria del primo ordine di Stokes - cd coefficiente di trascinamento - vmax velocitagrave massima ricavabile dalla teoria del primo ordine di Stokes

- ρ densitagrave dellrsquoacqua - ν viscositagrave

Da prove di laboratorio si egrave notato che queste equazioni sono applicabili quando

dove

- D diametro del palo cilindrico - LA lunghezza drsquoonda per fissato periodo T e fissata profonditagrave H

Sperimentalmente si egrave costatato che il coefficiente di trascinamento cd varia con il numero di Re in particolare

gamp lt 10B = 1210 lt gamp lt 410B))_gamp gt 410B = 06 minus 07

Il coefficiente di massa per piccoli rapporti tra il diametro del palo e la lunghezza drsquoonda come nei casi in studio egrave pari a cm =178 (Mc Camy Fuchs 1954)

max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D




Integrando le equazioni su tutta la lunghezza del palo e considerando unrsquoaltezza drsquoonda di progetto pari alla profonditagrave di imbasamento della struttura si ottiene

in cui i simboli sono quelli giagrave sopra riportati inoltre - k numero drsquoonda

- ρ densitagrave dellrsquoacqua

- γ peso specifico dellrsquoacqua

In definitiva le espressioni utilizzate sono le seguenti

Si riportano di seguito le tabelle di calcolo della forzante per lrsquoopera in questione

Altezza donda H [m] 185

Periodo di picco Tp [s] 10

Profonditagrave dm [m] 125

Lunghezza donda a largo L [m] 15605

Lunghezza donda alla profonditagrave dm Ld [m] 72

Diametro palo D [m] 16

Tabella 52 ndash Dati per il calcolo della forzante sul palo del pontile

Peso specifico dellacqua γw [kgm3] 1030

Viscositagrave u [m2s] 000000093

Numero donda k 0087

Velocitagrave massima vmax [ms] 13

Accelerazione massima amax a z=0

[ms2] 08

Accelerazione massima a profonditagrave d a [ms2] 05

Pulsazione w [rads] 06

Numero Ke= vmaxTD 782

Numero di Reynolds Re 2151531930

ReKe 275268817

Coefficiente di massa cm 178

Coefficiente di trascinamento cd 062

Tabella 53 ndash Parametri idraulici e fisici per il calcolo della forzante sul palo del pontile

dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ




Dai dati sopra riportati si deducono i seguenti valori della forza di inerzia Fi della forza di trascinamento Fd e della forza complessiva Ftot o 271t B = 056t PP = 327t

Su fondali di 1250 m previsti allrsquointerno del nuovo bacino commerciale la forzante indotta dal moto ondoso sui pali egrave pari a 327 t

Per le opere esposte al moto ondoso si rende necessario il calcolo delle componenti della forza denominata ldquowave uplift pressurerdquo per la verifica della struttura al meccanismo di sollevamento

Per ulteriori chiarimenti in merito si rimanda al ldquoDesign of Marine Facilities for the Berthing Mooring and Repair of Vesselsrdquo (John W Gaythwaite - ASCE PRESS)

Lrsquouplift force egrave costituita da una componente orizzontale ed una componente verticale esprimibili mediante le seguenti relazioni

SI = K∆xI= +Q7 minus ) S = K∆x= +Q7 minus ) avendo indicato con

- ph pressione orizzontale - pv pressione verticale - γ peso per unitagrave di volume del fluido - +Q7 altezza della cresta drsquoonda - zv quota del baricentro dellrsquoimpalcato rispetto allo zeromare - s quota della base dellrsquoimpalcato rispetto allo zeromare

In funzione delle sopracitate espressioni sono stati determinati i valori

SI = 031t`4 S = 098t`4

Calcolate le superfici sulle quali agiscono le suddette pressioni sono state calcolate le seguenti forze

I = 181t = 2003t

La spinta idrodinamica Udyn egrave calcolata mediante la teoria di Westergaard (1933) per le ipotesi di applicabilitagrave di tale formula si rimanda al paragrafo 4111

Tale spinta idrodinamica risultante Udyn agente ad unrsquoaltezza pari a 04 H dalla base della struttura egrave pari a


avendo indicato con



- H profonditagrave del centro di rotazione del palo dal pelo libero




Per lo specifico caso in esame ipotizzando lo stato limite ultimo di salvaguardia della vita e il relativo valore khw otterremo un valore della forzante idrodinamica Udyn pari a 389 t

Si egrave ipotizzato in questa fase di pre-dimensionamento il meccanismo di collasso relativo alla rotazione intorno al punto O prevedendo un diametro dei pali pari a 16 m

Note tutte le caratteristiche geometriche e meccaniche di interesse sono stati calcolati i momenti stabilizzanti e instabilizzanti

Inoltre si egrave tenuto conto della forzante sismica agente sui pali attraverso la determinazione della forzante idrodinamica computando pertanto gli effetti dinamici cui egrave soggetta la massa drsquoacqua e la forza che questrsquoultima esercita sulla struttura in esame

Come definito in normativa (DM 14012008 ldquoNorme Tecniche per le costruzionirdquo) sono state calcolate le sollecitazioni di calcolo e le resistenze di calcolo secondo lrsquoApproccio 2 Combinazione (EQU-M1-R3) trattandosi di un problema di equilibrio di corpo rigido

Per i coefficienti utilizzati per il calcolo delle resistenze di calcolo e per le azioni di calcolo si rimanda alla Tabella 41 Tabella 42 e Tabella 43

Dal calcolo sono stati ricavati i seguenti valori di resistenza di calcolo e di sollecitazione di calcolo mB 16842t` gB = 16912t`

Poicheacute la resistenza di calcolo egrave superiore alla sollecitazione di calcolo la verifica egrave soddisfatta

512 Dimensionamento di massima della mantellata

Per il pre-dimensionamento della mantellata della scogliera al di sotto dellrsquoimpalcato su pali si egrave fatto riferimento alla procedura riportata nel documento PIANC WG 22 ldquoGuidelines for aromured slopes under open piled quays wallsrdquo supplemento al bollettino n96 del 1997

Queste scogliere saranno costituite da un doppio strato di elementi naturali con pendenza 12

Le principali azioni che causano lrsquoerosione di queste mantellate sono rappresentate da - moto ondoso incidente - correnti indotte - azione dei flussi indotti dai dispositivi di movimento dei natanti (eliche e thruster)

Figura 53 ndash Schema di riferimento per il dimensionamento delle scogliere sotto i pontili

Per il dimensionamento della scogliera si egrave ipotizzata una nave di progetto da 50000 DWT con lunghezza over all (LOA) 29000 m larghezza 3200 m e pescaggio 1000 m




La profonditagrave dei fondali egrave stata posta pari a -1250 m sul lmm in previsione del dragaggio previsto dal Piano Regolatore Portuale di Marina di Carrara

Si egrave supposto che la nave sia dotata di unrsquoelica co3n diametro Dp= 74 m e potenza Pd = 33300 kW per il calcolo della velocitagrave del flusso indotto U0 si faragrave riferimento al 10 della potenza effettiva necessaria nella fase di ormeggio della nave

Nel caso del flusso indotto da un elica (flusso non canalizzato) la velocitagrave del flusso indotto Uo si calcola tramite la seguente espressione

A 13B4T

dove - Pd potenza dellrsquoelica - Dp diametro dellrsquoelica - c coefficiente che vale 148 per flussi canalizzati 117 per flussi non canalizzati

Dalla formula si ricava che la velocitagrave del flusso indotto Uo vale 58 ms

Il diametro del flusso non canalizzato viene calcolato tramite la seguente formula

071 525`

Occorre quindi valutare la distanza tra il baricentro del flusso e il fondale detta Hp

Figura 54 ndash Schema per il calcolo della distanza H p

Hp si ricava dalla seguente espressione 05 555`

dove C egrave la distanza tra il punto piugrave basso della chiglia ed il fondale

Dalla Figura 55 egrave possibile ricavare il valore del rapporto tra la velocitagrave massima consentita per il flusso e la velocitagrave del flusso indotto UmaxUo in funzione del rapporto HpD0

Per il caso in esame il valore UmaxUo egrave pari a 062

Figura 55 ndash Andamento del rapporto UmaxU0 al variare del rapporto HPDo




Ogni nave quindi durante le operazioni di accosto o di salpamento dovragrave avere velocitagrave inferiori a Umax nel caso in esame il valore della velocitagrave massima consentita vale AQ7 06A = 36`

Tramite la curva in Figura 56 in funzione di Umax egrave possibile determinare il diametro degli elementi da utilizzare per la scogliera

Figura 56 ndash Determinazione del D 50 del materiale per la scogliera

Dal diagramma sopra riportato in corrispondenza del valore della velocitagrave Umax pari a 36 ms si determina la dimensione del cubo mediano equivalente D50 pari a 07 m tale valore egrave incrementato del 25 in considerazione del fatto che il materiale egrave lungo una scarpata

Il D50 di progetto saragrave pertanto pari a 09 m al quale corrisponde un valore del peso W50 pari a circa 1000 kg come riportato in Tabella 54

Tabella 54 ndash Determinazione del W 50

Lo spessore dello strato saragrave compreso tra 15 D50 e 18 D50 ovvero tra 10 m e 126 m e il sottostrato saragrave costituito da materiale dal peso pari a 110 W50 ovvero pari a 100 kg si egrave scelto lo spessore del primo strato pari a 13 m e lo spessore del sottostrato pari a 1 m cosigrave come raccomandato dalle linee guida PIANC Inoltre saragrave interposto tra il sottostrato e il nucleo un geotessile (cfr Figura 51)




52 BANCHINE DI RIVA DELLrsquoAPPRODO TURISTICO

I nuovi banchinamenti di riva della darsena dellrsquoapprodo turistico saranno realizzati in cassoni cellulari se ne riporta a seguire il relativo dimensionamento di massima


Si prevede lrsquoimbasamento dei cassoni a quota -400 m su lmm ciascun cassone presenteragrave dimensioni in pianta pari a 1000 x 1000 m e due file di celle comunicanti riempite completamente o parzialmente di inerte

Sulla parte sommitale del cassone infine egrave previsto un massiccio di sovraccarico in calcestruzzo debolmente armato che porteragrave la quota di calpestio a +150 m sul lmm

Per le verifiche sul cassone sono state considerate le seguenti onde di progetto

- Punto di Controllo 7 (Z=-400 m slm) Ds = 200 degN H s = 058 m Tp= 10 s


lla luce delle onde di progetto sopra riportate si egrave ritenuto opportuno in questa fase di pre-dimensionamento delle strutture effettuare il dimensionamento per la condizione piugrave gravosa in termini di altezza drsquoonda significativa pertanto avremo la seguente condizione di forzante ondosa

- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s

Tale onda egrave non frangente

Secondo la metodologia indicata nelle linee guida progettuali delle dighe marittime occorreragrave effettuare il dimensionamento sia in fase di cavo che in fase di cresta

Ersquostato considerato un livello di storm surge pari a 13 m e un elevazione massima di livello idrico per gli effetti di marea pari a circa 030 m


Per quanto riguarda le verifiche geotecniche come anticipato in par 4111 si considera lo scorrimento come il meccanismo di collasso che governa il progetto della struttura La presente trattazione saragrave condotta nellrsquoipotesi che la stabilitagrave dellrsquoopera sia governata proprio da tale meccanismo

Si riporta a seguire una schematizzazione delle forze agenti sul cassone


La spinta idrodinamica Udyn egrave calcolata mediante la teoria di Westergaard (1933) ampiamente descritta in paragrafo 4111 ed egrave pari a

MARE TERRAPIENO





avendo indicato con - khw coefficiente sismico relativo allrsquoacqua Ebeling e Morrison (1992) e PIANC

(1992) assumono per khw lo stesso valore del coefficiente sismico orizzontale utilizzato per il terreno(khw= kh)


La spinta esercitata dal terreno sul cassone denominata PAE egrave calcolata secondo quanto previsto dallrsquoEurocodice 8 facendo riferimento alla teoria di Mononobe-Okabe in condizioni di spinta attiva

Si ricorda infatti che la determinazione del coefficiente di spinta passiva di Okabe comporta una sovrastima della stessa fornendo risultati molto conservativi Per il calcolo della spinta (statica+dinamica) si egrave fatto riferimento alla seguente formula

13 =1 2 K1 + H)4 avendo indicato con

PAE spinta complessiva somma della spinta statica e della spinta dinamica

γ peso per unitagrave del volume di terreno

kv coefficiente sismico verticale allo stato limite considerato

coefficiente di spinta attiva

altezza del terrapieno a ridosso del cassone


Lo schema di calcolo piugrave semplice nellrsquoipotesi di un andamento lineare delle pressioni interstiziali ed effetti delle pressioni idrodinamiche trascurabili consente di determinare la seguente espressione

AL = 05M[KJ ℎP + KJ ℎQ] avendo indicato con

γw peso per unitagrave di volume dellrsquoacqua

ht altezza del pelo libero lato terra

hm altezza del pelo libero lato mare

Le forze di inerzia del cassone sono proporzionali al peso complessivo del cassone stesso La forza di inerzia orizzontale pari a Fio= kh W va considerata agente nello stesso verso della forza sismica La forza di inerzia verticale Fiv = kv W va considerata agente verso lrsquoalto o verso il basso a seconda dellrsquoeffetto piugrave sfavorevole per la condizione considerata

Inoltre per il calcolo delle forzanti indotte dal moto ondoso F1 e F2 si egrave considerata lrsquoonda di progetto facendo riferimento allo schema di onda regolare cilindrica e alle formule di Goda per le pressioni in fase di cresta e cavo (cfr paragrafo 4111)

Ai fini della verifica data la natura frangente del moto ondoso in prossimitagrave delle opere in oggetto si egrave ritenuto opportuno effettuare tutte le verifiche di equilibrio e geotecnico considerando le forzanti ondose in frangenza





I coefficienti sismici kh e kv sono gli stessi di quelli relativi al terreno riportati in Tabella 210 e Tabella 211


gB tan iLB [k(KjT minus Kj^) minus KjAL +13i]K


mB Kj^kHI + KjAnPP minus AnPQ + KjqABCDQ + KjrT + Kjs4 +Kj13i

Il DM14012008 precisa al par 7111 che in condizioni sismiche le verifiche agli stati limiti ultimi devono essere effettuate ponendo pari allrsquounitagrave i coefficienti parziali sulle azioni (γGi= 1) impiegando i parametri geotecnici e le resistenze di progetto con gli stessi valori dei coefficienti parziali indicati nel caso statico (cfr Tabella 41 Tabella 42 e Tabella 43)


M K13i + AnPP minus AnPQ + ABCDP + ABCDQ + T +4] minus [t)iLB13i







Per il caso in esame per lo stato limite al ribaltamento egrave stata considerata la sola fase di cavo in quanto il meccanismo di ribaltamento nella fase di cresta egrave impedito dallrsquointerposizione del terrapieno a tergo del cassone




Figura 58 ndash Schema di riferimento per le verifiche al ribaltamento

Per il calcolo delle forzanti indotte dal moto ondoso considerando lrsquoonda di progetto precedentemente determinata si fa riferimento allo schema di onda regolare cilindrica e alle formule di Goda per la determinazione delle pressioni in fase di cavo (cfr Figura 58)





Dalle verifica al ribaltamento per la fase di cavo si ottiene

TERRAPIENO

TERRAPIENO





mB = woL7pP7DPamp = 37274 tm

Pertanto poicheacute per la condizione di cavo egrave soddisfatta la relazione gB ge mB la struttura verifica allo stato limite del ribaltamento


Secondo quanto riportato in paragrafo 0 il carico limite viene calcolato con la presente formula poQ = 05KprimeM~ + prime~Z + ~

dove

- qlim carico limite della fondazione





- q sovraccarico



Il calcolo delle azioni e delle sollecitazioni di calcolo ha portato a determinare i seguenti valori gB = 43066 t mB = 9538 t


5214 Protezione del piede lato mare

La determinazione delle dimensioni degli elementi da utilizzare la protezione al piede lato mare puograve essere condotta adattando al caso in esame la formula di Madrigal e Valdes (1995) (cfr Engineering Manual 1110-21100 Part VI Cap5)

= 58 ℎLℎn minus 06~T

in cui

- rw densitagrave dellacqua (kgm3)

- rs densitagrave del materiale (kgm3)

- D rw rs-1

- Hs altezza drsquoonda di progetto - N numero si stabilitagrave posto pari a 05 (nessun danno 3 degli elementi fuori

allineamento) - hb profonditagrave della sommitagrave del masso - hs profonditagrave del piano di posa - D diametro del cubo equivalente




Per i punti di controllo riportati in Figura 25 sono state considerate le seguenti profonditagrave - Punto di Controllo 7 hb= -350 m slm - Punto di Controllo 8 hb= -350 m slm - Punto di Controllo 10 hb= -350 m slm

Per tale protezione egrave stato ipotizzato lrsquouso di massi guardiani in conglomerato cementizio

Dai calcoli effettuati sono emersi le seguenti dimensioni per gli elementi da utilizzare per la protezione al piede

- Punto di Controllo 7 V= 103 m3 - Punto di Controllo 8 V= 00003 m3 - Punto di Controllo 10 V= 00050 m3

A vantaggio di sicurezza si conviene che la protezione a piede delle pareti verticali dei cassoni venga eseguita tramite il posizionamento di massi parallelepipedi aventi dimensioni 100 m x 100 m x 100 m

53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave

Per la realizzazione delle estensioni dello sporgente in prossimitagrave dellrsquoarea cantieri (cfr Figura 31) si egrave ipotizzato lrsquouso di paratie in acciaio

Questi sono dispositivi dotati di buone caratteristiche di rigidezza e impermeabilitagrave adatti a risolvere i problemi di sostegno e contenimento dei terreni contrastando di fatto le azioni orizzontali dei terreni e dellrsquoacqua

Sono costituiti da elementi metallici sagomanti infissi nel terreno per una certa aliquota del loro sviluppo

Le sezione trasversale della paratia in acciaio deve essere in grado di garantire una discreta resistenza flessionale e deve essere adatta allrsquoinfissione nel terreno presentando unrsquoopportuna resistenza alle azioni assiali

I giunti per la connessione dei diversi elementi per la realizzazione di una struttura continua devono garantire unrsquounione meccanica resistente con ridottissima mobilitagrave e sufficientemente impermeabile

Tra le innumerevoli forme le sezioni a ldquoZrdquo o a ldquoUrdquo risultano essere le piugrave efficienti essendo caratterizzate da elevati valori di moduli di resistenza

Figura 510 ndash Sezione palancola ad U

Quando esigenze costruttive richiedano resistenze elevate le normali palancole possono essere abbinate a rinforzi costituiti da normali travi in acciaio (ad esempio a profili IPE)

Per limitare la deformabilitagrave della parte non infissa si potranno disporre degli opportuni vincoli (puntelli o tiranti) che ne limitano la deformabilitagrave

In questo sezione egrave stato eseguito il pre-dimensionamento di tali dispositivi in particolare il calcolo della lunghezza di penetrazione degli elementi metallici nel terreno




Figura 511 ndash Palancola metallica

Le paratie sono utilizzate per sostenere un terrapieno di altezza H eventualmente gravato da un sovraccarico q infiggendole nel terreno per una profonditagrave D

Sotto la spinta del terreno ciascuna palancola si deforma inflettendosi verso lo scavo tale deformazione viene contrasta dal terreno attraverso la spinta passiva che esso sviluppa

532 Lunghezza di penetrazione limite

Si effettueragrave in questa sezione la verifica della lunghezza di penetrazione limite di infissione della palancola nel terreno a tal fine si egrave ipotizzato una lunghezza di infissione D pari a 19 m computata a partire dal fondale a quota -11 m




Figura 512 ndash Schema di riferimento per il calcolo della spinta

Si ipotizzi il meccanismo di collasso relativo alla rotazione della palancola intorno al centro di ribaltamento O (cfr Figura 513) le forze agenti su tale sistema ipotizzando una distribuzione idrostatica delle pressioni e lrsquoassenza di moti di filtrazione saranno le seguenti

- spinta idrostatica esercitata dallrsquoacqua

- spinta del terreno lato mare sotto falda e in quiete

- spinta del terreno lato monte in condizioni asciutte

Si faragrave riferimento ai seguenti modelli geotecnici per il calcolo delle spinte

- terreno lato mare

- peso per unitagrave di volume in condizioni sature γsat = 20 kNm3

- angolo di resistenza a taglio ϕ = 27deg

- terreno lato terra

- peso per unitagrave di volume γ = 18 KNm3


La spinta idrostatica egrave pari a

oB 12KJℎ4 avendo indicato con


- h tirante idrico

La spinta che il terreno lato mare esercita sulla palancola saragrave data dallrsquoarea del diagramma delle pressioni trapezoidale pari a

T = 13T +134)2




avendo indicato con - P1 pressione agente a quota -11 m - P2 pressione agente a quota -30 m - D lunghezza di infissione della palancola

La spinta che il terreno lato terra esercita sulla palancola saragrave fornita dalla seguente relazione

4 12KB + )4 avendo indicato con

- γd peso per unitagrave di volume secco del terreno - H altezza del fondale dalla quota banchina - D lunghezza di infissione della palancola

Per maggiore chiarezza si riporta in Figura 513 la schematizzazione delle forza agenti sul sistema

Figura 513 ndash Schematizzazione delle forze agenti sul sistema

Per lo stato limite considerato il momento stabilizzante saragrave fornito dalla spinta Sidr ed S2 mentre il momento instabilizzante saragrave fornito dalla spinta S1

Affincheacute la verifica allo stato limite ultimo sia soddisfatta egrave necessario che gB gt mB la resistenza di calcolo egrave fornita dal momento stabilizzante la sollecitazione di calcolo egrave fornita dal momento ribaltante

La verifica eseguita rientra nella classe delle verifiche di equilibrio al ribaltamento secondo e lrsquoapproccio statico egrave stato trattato secondo la combinazione proposta dalla vigente normativa (DM 14012008 ldquoNorme Tecniche per le Costruzionirdquo) applicando i coefficienti parziali di sicurezza riportati in Tabella 41 e Tabella 43

gB = 7792t` mB = 7453t`

Poicheacute egrave soddisfatta la condizione gB gt mB la lunghezza di infissione ipotizzata (D = 19 m) egrave idonea a garantire la stabilitagrave della palancola per il presente meccanismo di collasso




6 ANALISI DELLA TRACIMABILITArsquo DELLE OPERE

61 GENERALITArsquo

I disagi che potrebbero potenzialmente derivare dal fenomeno dellrsquoovertopping si manifestano nellrsquoimpossibilitagrave durante le mareggiate di rendere sicura ed agibile a persone ed imbarcazioni la zona retrostante il muro paraonde

La tracimazione puograve essere tollerata solo se non causa onde dannose a tergo della struttura e dipenderagrave dallrsquoaltezza di risalita dellrsquoonda run-up dalle caratteristiche dellrsquoonda e della scarpata dalla porositagrave e dalla rugositagrave dello strato di copertura

Lrsquoesigenza di evitare consistenti sormonti di una diga si traduce pertanto nella ricerca della geometria ottimale del muro paraonde e della scogliera tenendo conto dellrsquoimpatto sul paesaggio e delle limitazioni economiche

Al fine di determinare le condizioni di utilizzo e di eventuale danno delle opere egrave stata valutata la tracimazione con i metodi dellrsquordquoOvertopping Manualrdquo (ldquoWave Overtopping of Sea Defences and Related Structures ndash Assessment Manualrdquo agosto 2007) frutto del recentissimo progetto europeo di ricerca CLASH (Crest Level Assessment of Coastal Structures)

Il manuale egrave stato sviluppato per conto dei dipartimenti ambientali inglese (Environment Agency) olandese (Expertise Netwerk Waterkeren) e tedesco (Kuratorium fuumlr Forschung in Kuumlsteningenieurwesen) dalla HR Wallingford dallrsquoUniversitagrave di Edimburgo dal Leichtweiss Institut (Germania) dal Bundesanstalt fuumlr Wasserbau (Germania) e dallrsquoInfram (Olanda)

Secondo i principi espressi in questo testo vengono stabiliti i limiti di sicurezza per le varie categorie in funzione della portata media tracimante in ls per m

Tabella 61 ndash Limiti di sicurezza per i pedoni

Rischio possibilePortata media tracimante

[ls per m]

LIMITI DI SICUREZZA PER I PEDONI

Personale ben addestrato ed equipaggiato ben consapevole della possibilitagrave di bagnarsi e della possibilitagrave di caduta dalle passerelle

1-10

Pedoni che si muovono su un ampio camminamento non spaventati e non trbati aventi chiara visuale del mare consapevoli della possibilitagrave di bagnarsi

01




Tabella 62 ndash Limiti di sicurezza per i veicoli

Tabella 63 ndash Limiti di sicurezza per le imbarcazioni e gli arredi

Tabella 64 ndash Limiti di sicurezza per le strutture

Per la stima delle portate medie tracimanti si egrave fatto uso di un metodo empirico noti i dati di geometria della struttura e le caratteristiche dellrsquoonda

001-005

LIMITI DI SICUREZZA PER I VEICOLI


[ls per m]

10-50

Possibilitagrave di guida a bassa velocitagrave con presenza di overtopping impulsivo dovuto a un flusso pulsante e a battenti

Possibilitagrave di guida a velocitagrave alta o moderata in presenza di overtopping impulsivo e di getti ad alta velocitagrave

Affondamento di piccole imbarcazioni situate a 5-10 m dalla parete

10

Danni alle strutture in costruzione 1

Danni alle attrezzature e agli arredi fino ad una distanza di 5-10 m

04

LIMITI DI SICUREZZA PER LE IMBARCAZIONI E GLI ARREDI


[ls per m]

Danni o affondamento delle barche piugrave grandi

50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A

Danni al b anchinam ento se inerb ito o con una protez ione di tipo leggero

LIMITI DI SICUREZZA PER LE STRUTTURE


[ls per m]

Nessun danno se la b erm a e la m antellata sono b en protette

50

Nessun danno alla b erm a e alla scarpata anche se in argilla eo inerb ite

10

Nessun danno alla b erm a e alla m antellata anche se non b en protette

1

Danni al b anchinam ento sia asfaltato che pavim entato

04




62 MOLO DI SOPRAFLUTTO DEL BACINO COMMERCIALE DIGA A PARETE VERTICALE

Nel caso del prolungamento del molo di sopraflutto con opera a parete verticale egrave stato adottato lo schema ldquovertical wall with wave returnldquo schema molto cautelativo per la tipologia di opera in esame

Figura 61 ndash Schema di calcolo per la verifica della tracimabilitagrave

Si egrave ipotizzato come riportato nella Tav B1 ldquoAmbito del PRP- Planimetria sinotticardquo la quota sommitale del muro paraonde pari a 700 m sul lmm

Per la verifica della tracimabilitagrave si egrave fatto riferimento allo stato del mare al quale egrave associato la maggiore frequenza di accadimento ovvero con direzione sottocosta 240 degN e diversi valori di altezza drsquoonda significativa

Si riportano in Tabella 65 i valori di altezza drsquoonda utilizzati per la suddetta verifica per fissato tempo di ritorno dellrsquoevento ondoso in corrispondenza del punto di controllo 1 (cfr Figura 25)

Tabella 65 ndash Valori dellrsquoaltezza drsquoonda associati ad eventi ondosi con tempi di ritorno 1 5 10 50 100 e 200 anni

Per ciascuno degli eventi ondosi egrave stato ricavato il relativo valore della portata media tracimante

Tabella 66 ndash Valori della portata tracimante associati alla direzione sottocosta D= 240 degN al variare del tempo di ritorno

TR D TP HS

[anni] [degN] [s] [m]

1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q

[anni] [degN] [s] [m] [l s m]

1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341




Dai risultati della verifica effettuata si puograve osservare che si hanno valori di portata media tracimante per eventi ondosi con tempo di ritorno 5 anni pari a 021 l sm

Il massimo valore di portata media tracimante per evento ondoso con tempo di ritorno 200 anni egrave pari a 1341 l sm a tale evento non egrave associato alcun danno permanente

63 MOLO DI SOPRAFLUTTO DEL BACINO TURISTICO SCOGLIERA

Nel caso delle scogliere a protezione delle nuove opere foranee del porto turistico lo schema adottato egrave di ldquoarmoured simple slope with crest bermrdquo in conformitagrave alla tipologia di opera da realizzare

Le scogliere avranno una mantellata a doppio strato in massi naturali permeabili (a cui viene associato un coefficient for reduction factors secondo lrsquoOvertopping Manual pari a 04) con pendenza delle scarpate pari a 23 e larghezza della berma pari a 4 m

Sono state ipotizzate differenti quote sommitali del muro paraonde al fine di individuare la quota ottimale che consenta unrsquoadeguata protezione nei confronti dei fenomeni di overtopping non limitando contestualmente la visuale da terra al fine di consentire unrsquoadeguata fruizione visiva del waterfront

Figura 62 ndash Schema di calcolo per la stima della tracimabilitagrave delle scogliere

Per la verifica della tracimabilitagrave si egrave fatto riferimento allo stato del mare al quale egrave associato la maggiore frequenza di accadimento ovvero con direzione sottocosta 240degN e diversi valori di altezza drsquoonda significativa


Per ciascuno degli eventi ondosi egrave stato ricavato il relativo valore della portata media tracimante al variare della quota del muro paraonde

TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612




Tabella 68 ndash Valori della portata tracimante associati alla direzione sottocosta D= 240 degN al variare del tempo di ritorno e della quota del muro paraonde

Dai risultati dellrsquoanalisi della tracimabilitagrave per evento ondoso con tempo di ritorno 200 anni si osservano i seguenti valori di portata tracimante

- Q = 2545 l s m per muro paraonde con quota 45 m sul lmm




Stante lrsquoesigenza di garantire unrsquoidonea fruibilitagrave del waterfront e modesti valori della portate tracimante si ritiene opportuno fissare la quota sommitale del muro paraonde pari a 45 m

In tal caso seppur in presenza di maggiori valori di portata tracimante anche con eventi con tempo di ritorno 200 anni (tempo di ritorno associato alle onde di progetto) non si prevedono danni alla struttura ldquose la berma e la mantellata sono ben protetterdquo (cfr Tabella 64)

TR D D TP HS Q(Rc=45) Q(Rc=5) Q(Rc=55) Q(Rc=60)

[anni] [degN] [degN] [s] [m] [l s m] [l s m] [l s m] [l s m ]

1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389




7 TIPOLOGIE COSTRUTTIVE ALTERNATIVE

Negli ultimi anni lrsquoattenzione nel campo del settore marittimo si egrave rivolta sulle tematiche del risparmio energetico e dello sfruttamento di fonti rinnovabili

I porti costituiscono aree di notevole interesse siano essi commerciali e quindi di grandi dimensioni che turistici e quindi di dimensioni piugrave limitate e con un minore fabbisogno energetico

Tra gli obiettivi da conseguire si evidenzia quello di realizzare dei veri e propri ldquoGreen Portsrdquo cioegrave infrastrutture portuali in grado di soddisfare il fabbisogno interno di energia elettrica e che nellrsquoottica della integrazione porto-cittagrave consentano di mettere a disposizione in ambito urbano lrsquoenergia in eccedenza

Le tecnologie per ricavare energia dal mare fonte praticamente inesauribile sono in piena fase di sviluppo

Dal mare egrave possibile ricavare energia elettrica a partire dallrsquoenergia delle onde dalle maree e dalle correnti marine dalla conversione dellrsquoenergia termica (OTEC) e dallo sfruttamento del gradiente salino

In particolare i dispositivi utilizzati per lo sfruttamento del moto ondoso finalizzato alla produzione di energia elettrica sono denominati ldquoOWCrdquo (Oscillating Water Column)

Le creste e i cavi delle onde entrando allrsquointerno dellrsquoOWC comprimono e decomprimono lrsquoaria nella camera compresa tra la superficie libera del mare allrsquointerno dellrsquoimpianto e la copertura dello stesso creando cosigrave un flusso drsquoaria oscillante che va ad azionare una turbina collocata nella parte superiore della camera

Figura 71 ndash Schema di un dispositivo Oscillating Water Column a parete verticale




Figura 72 ndash Schema di un dispositivo Oscillating Water Column a parete inclinata

Nel settore della produzione di energia dalle onde di mare in Italia unrsquoimportante attivitagrave di ricerca egrave stata svolta dal Prof Paolo Boccotti e dal suo staff del Laboratorio Naturale di Ingegneria Marittima (NOEL) presso lrsquoUniversitagrave Mediterranea di Reggio Calabria

In particolare questo gruppo di ricerca ha ideato un dispositivo a cassoni in grado di convertire lrsquoenergia ondosa in energia elettrica detto ldquoREWECrdquo (REsonant Wave Energy Converter) noto anche come U-OWC ndash ossia un OWC con un tubo ad U addizionale

Il REWEC egrave un cassone cellulare in cemento armato che puograve essere costruito in un bacino di prefabbricazione utilizzando le tecniche di costruzione ormai consolidate per la realizzazione delle dighe portuali

Ersquo stato dimostrato che rispetto agli OWC tradizionali i cassoni REWEC hanno migliore efficienza in termini di assorbimento di energia (Boccotti 2007 Ocean Engineering Boccotti 2004 edit BIOS Boccotti 2004 2007 2011 Arena et al 2007) a seguito di unrsquoattivitagrave sperimentale su modelli a scala ridotta e campi di prova

Dal 2005 al fine di favorire lo sfruttamento industriale del brevetto egrave stata costituita la societagrave denominata Wavenergy Spin-Off dellrsquoUniversitagrave Mediterranea di Reggio Calabria

Di seguito si riporta lo schema di un U-OWC

Figura 73 ndash Schema di un dispositivo U-OWC

Il cassone modificato egrave costituito da un condotto verticale nella parte anteriore interagente con il moto ondoso incidente attraverso unrsquoimboccatura superiore Tale condotto egrave poi




collegato ad una camera di assorbimento attraverso una luce di fondo La camera egrave posta in contatto con lrsquoatmosfera mediante un condotto nel quale viene alloggiata una turbina self-rectifying per la conversione dellrsquoenergia ondosa in energia elettrica

La camera di assorbimento egrave collegata allrsquoatmosfera da un tubo di sfiato mediante un condotto che collega detta camera allrsquoatmosfera il quale consente la sicurezza ed il corretto funzionamento dellrsquoimpianto anche senza turbina Allrsquointerno della camera di assorbimento egrave contenuta una massa drsquoacqua nella parte inferiore ed una massa drsquoaria nella parte superiore

Per effetto del campo di moto ondoso interagente con la struttura si instaurano sullrsquoimboccatura del condotto verticale delle fluttuazioni di pressione che determinano delle oscillazioni allrsquointerno della massa drsquoacqua contenuta nel condotto e nella camera di assorbimento corrispondenti alle fasi di cresta e di cavo drsquoonda la sacca drsquoaria allrsquointerno della predetta camera viene alternativamente compressa ed espansa generando una corrente drsquoaria allrsquointerno del condotto che collega la camera con lrsquoatmosfera il cui verso si inverte ogni mezzo periodo drsquoonda

Lrsquoassorbimento dei U-OWC nei mar mediterranei viene stimato in circa il 70 dellrsquoenergia ondosa incidente su base annua Ovvero anzicheacute riflettere tutta lrsquoenergia ondosa come le tradizionali dighe a cassoni a parete verticale gli U-OWC dovrebbero riflettere solo il 30 delle onde incidenti

Ovviamente una riduzione del 70 dellrsquoenergia riflessa comporta un impatto ambientale nettamente minore Infatti a causa della riflessione dellrsquoenergia il moto ondoso al largo si amplifica minore egrave la riflessione minore egrave lrsquoamplificazione del moto ondoso in corrispondenza della diga Si tenga presente infatti che lrsquoamplificazione del moto ondoso crea difficoltagrave e pericoli alla navigazione contribuendo al fenomeno dellrsquoerosione del fondale marino

In recenti studi lrsquoistituto OCEANOR ha stimato lrsquoenergia ondosa nel mondo in kWm a partire dai dati ECMWF (European Centre for Medium-Range Weather Forecasts) a seguito di calibrazioni e correzione effettuate con dati ondametrici e satellitari

Figura 74 ndash Distribuzione dellrsquoenergia del moto ondoso media annuale (KWm) nel mondo

Di seguito si riporta lo stralcio relativo ai mari italiani




Figura 75 ndash Distribuzione dellrsquoenergia del moto ondoso media annuale (kWm) in Italia

In recenti studi realizzati dagli sviluppatori della tecnologia U-OWC sono stati stimati i valori medi annuali di energia elettrica producibile per km di lunghezza della diga

- Mare Tirreno 5-6000 MWhkm - Canale di Sicilia 7000 MWhkm - Sardegna (costa occidentale) 10000MWhkm - Coste atlantiche europee 40000 MWhkm - California 65000 MWhkm

Applicazioni di questo tipo in Italia sono state progettate per - Porto di Trieste - Porto di Genova - Porto di Gioia Tauro - Porto di La Spezia - Porto di Formia - Isole Eolie - Coste della Calabria

PROGETTI E OPERE SRL CREA SOC COOP

REGIONE TOSCANA

PROVINCIA DI MASSA CARRARA

COMUNE DI CARRARA

AUTORITArsquo PORTUALE DI MARINA DI CARRARA

PIANO REGOLATORE PORTUALE DI MARINA DI CARRARA

DIMENSIONAMENTO PRELIMINARE DELLE OPERE MARITTIME

Novembre 2013


30 NOV 2012 EMISSIONE RB GI EC

16 SET 2013 REV 1 AL GI EC

29 NOV 2013 REV 11 AL GI EC

NOME FILE E_10_REV_01_1DOCX DISTRIBUZIONE RISERVATA




INDICE

1 GENERALITArsquo 1

11 INTRODUZIONE 1


2 RISK-ANALYSIS 2



23 AZIONE SISMICA 4



24 STATO DI MARE 10





4 OPERE FORANEE 17







5 BANCHINAMENTI 37






53 PALANCOLATE 50











1 GENERALITArsquo

11 INTRODUZIONE























2 RISK-ANALYSIS

21 GENERALITAgrave






22 FORZANTE ONDOSA



























23 AZIONE SISMICA

231 Classificazione






















































0 $amp( )+ - $ 1+ 1 $01 $ 2 amp( )+ 2 3amp( )+ -2 1 3 amp( )+ -2 34 1

avendo indicato con









pari a 3 40 78 16

















ag 0049 g ag 0060 g

Fo 2527 Fo 2543

TC 0242 s TC 0262 s

SS 15 SS 15

CC 167 CC 163

ST 1 ST 1

Kh 001 Kh 0012

Kv 0005 Kv 0006

Amax 0481 Amax 0587

β 02 β 02


a b

44031307

10044577

3

50

C

T1

75 anni

15




Coefficiente C U



Classe

Vita nominale











ag 0144 g ag 0183 g

Fo 239 Fo 2382

TC 0296 s TC 0305 s

SS 148 SS 143

CC 157 CC 155

ST 1 ST 1

Kh 0042 Kh 00653

Kv 0021 Kv 0027

Amax 1416 Amax 1798

β 029 β 029


a b




24 STATO DI MARE

















85=gt4





200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775











6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389














































INDICE

1 GENERALITArsquo 1

11 INTRODUZIONE 1


2 RISK-ANALYSIS 2



23 AZIONE SISMICA 4



24 STATO DI MARE 10





4 OPERE FORANEE 17







5 BANCHINAMENTI 37






53 PALANCOLATE 50











1 GENERALITArsquo

11 INTRODUZIONE























2 RISK-ANALYSIS

21 GENERALITAgrave






22 FORZANTE ONDOSA



























23 AZIONE SISMICA

231 Classificazione






















































0 $amp( )+ - $ 1+ 1 $01 $ 2 amp( )+ 2 3amp( )+ -2 1 3 amp( )+ -2 34 1

avendo indicato con









pari a 3 40 78 16

















ag 0049 g ag 0060 g

Fo 2527 Fo 2543

TC 0242 s TC 0262 s

SS 15 SS 15

CC 167 CC 163

ST 1 ST 1

Kh 001 Kh 0012

Kv 0005 Kv 0006

Amax 0481 Amax 0587

β 02 β 02


a b

44031307

10044577

3

50

C

T1

75 anni

15




Coefficiente C U



Classe

Vita nominale











ag 0144 g ag 0183 g

Fo 239 Fo 2382

TC 0296 s TC 0305 s

SS 148 SS 143

CC 157 CC 155

ST 1 ST 1

Kh 0042 Kh 00653

Kv 0021 Kv 0027

Amax 1416 Amax 1798

β 029 β 029


a b




24 STATO DI MARE

















85=gt4





200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775











6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389














































1 GENERALITArsquo

11 INTRODUZIONE























2 RISK-ANALYSIS

21 GENERALITAgrave






22 FORZANTE ONDOSA



























23 AZIONE SISMICA

231 Classificazione






















































0 $amp( )+ - $ 1+ 1 $01 $ 2 amp( )+ 2 3amp( )+ -2 1 3 amp( )+ -2 34 1

avendo indicato con









pari a 3 40 78 16

















ag 0049 g ag 0060 g

Fo 2527 Fo 2543

TC 0242 s TC 0262 s

SS 15 SS 15

CC 167 CC 163

ST 1 ST 1

Kh 001 Kh 0012

Kv 0005 Kv 0006

Amax 0481 Amax 0587

β 02 β 02


a b

44031307

10044577

3

50

C

T1

75 anni

15




Coefficiente C U



Classe

Vita nominale











ag 0144 g ag 0183 g

Fo 239 Fo 2382

TC 0296 s TC 0305 s

SS 148 SS 143

CC 157 CC 155

ST 1 ST 1

Kh 0042 Kh 00653

Kv 0021 Kv 0027

Amax 1416 Amax 1798

β 029 β 029


a b




24 STATO DI MARE

















85=gt4





200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775











6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389














































2 RISK-ANALYSIS

21 GENERALITAgrave






22 FORZANTE ONDOSA



























23 AZIONE SISMICA

231 Classificazione






















































0 $amp( )+ - $ 1+ 1 $01 $ 2 amp( )+ 2 3amp( )+ -2 1 3 amp( )+ -2 34 1

avendo indicato con









pari a 3 40 78 16

















ag 0049 g ag 0060 g

Fo 2527 Fo 2543

TC 0242 s TC 0262 s

SS 15 SS 15

CC 167 CC 163

ST 1 ST 1

Kh 001 Kh 0012

Kv 0005 Kv 0006

Amax 0481 Amax 0587

β 02 β 02


a b

44031307

10044577

3

50

C

T1

75 anni

15




Coefficiente C U



Classe

Vita nominale











ag 0144 g ag 0183 g

Fo 239 Fo 2382

TC 0296 s TC 0305 s

SS 148 SS 143

CC 157 CC 155

ST 1 ST 1

Kh 0042 Kh 00653

Kv 0021 Kv 0027

Amax 1416 Amax 1798

β 029 β 029


a b




24 STATO DI MARE

















85=gt4





200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775











6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389




























































23 AZIONE SISMICA

231 Classificazione






















































0 $amp( )+ - $ 1+ 1 $01 $ 2 amp( )+ 2 3amp( )+ -2 1 3 amp( )+ -2 34 1

avendo indicato con









pari a 3 40 78 16

















ag 0049 g ag 0060 g

Fo 2527 Fo 2543

TC 0242 s TC 0262 s

SS 15 SS 15

CC 167 CC 163

ST 1 ST 1

Kh 001 Kh 0012

Kv 0005 Kv 0006

Amax 0481 Amax 0587

β 02 β 02


a b

44031307

10044577

3

50

C

T1

75 anni

15




Coefficiente C U



Classe

Vita nominale











ag 0144 g ag 0183 g

Fo 239 Fo 2382

TC 0296 s TC 0305 s

SS 148 SS 143

CC 157 CC 155

ST 1 ST 1

Kh 0042 Kh 00653

Kv 0021 Kv 0027

Amax 1416 Amax 1798

β 029 β 029


a b




24 STATO DI MARE

















85=gt4





200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775











6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389


















































































0 $amp( )+ - $ 1+ 1 $01 $ 2 amp( )+ 2 3amp( )+ -2 1 3 amp( )+ -2 34 1

avendo indicato con









pari a 3 40 78 16

















ag 0049 g ag 0060 g

Fo 2527 Fo 2543

TC 0242 s TC 0262 s

SS 15 SS 15

CC 167 CC 163

ST 1 ST 1

Kh 001 Kh 0012

Kv 0005 Kv 0006

Amax 0481 Amax 0587

β 02 β 02


a b

44031307

10044577

3

50

C

T1

75 anni

15




Coefficiente C U



Classe

Vita nominale











ag 0144 g ag 0183 g

Fo 239 Fo 2382

TC 0296 s TC 0305 s

SS 148 SS 143

CC 157 CC 155

ST 1 ST 1

Kh 0042 Kh 00653

Kv 0021 Kv 0027

Amax 1416 Amax 1798

β 029 β 029


a b




24 STATO DI MARE

















85=gt4





200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775











6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389



























































ag 0049 g ag 0060 g

Fo 2527 Fo 2543

TC 0242 s TC 0262 s

SS 15 SS 15

CC 167 CC 163

ST 1 ST 1

Kh 001 Kh 0012

Kv 0005 Kv 0006

Amax 0481 Amax 0587

β 02 β 02


a b

44031307

10044577

3

50

C

T1

75 anni

15




Coefficiente C U



Classe

Vita nominale











ag 0144 g ag 0183 g

Fo 239 Fo 2382

TC 0296 s TC 0305 s

SS 148 SS 143

CC 157 CC 155

ST 1 ST 1

Kh 0042 Kh 00653

Kv 0021 Kv 0027

Amax 1416 Amax 1798

β 029 β 029


a b




24 STATO DI MARE

















85=gt4





200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775











6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389





















































ag 0144 g ag 0183 g

Fo 239 Fo 2382

TC 0296 s TC 0305 s

SS 148 SS 143

CC 157 CC 155

ST 1 ST 1

Kh 0042 Kh 00653

Kv 0021 Kv 0027

Amax 1416 Amax 1798

β 029 β 029


a b




24 STATO DI MARE

















85=gt4





200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775











6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389














































24 STATO DI MARE

















85=gt4





200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775











6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389




















































85=gt4





200 150-180 636-899 180 579

200 195-225 640-783 210 731

200 240-330 507-867 240 775











6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389




















































6

8

10

12

14

100

100

100240

6

8

10

12

14

6

8

10

12


[degN]

PERIODO [s]

ALTEZZA DONDA [m]

180

220

14


200 150-180 636-899 180 579 183 509 80 058 226 012 153 009

200 195-225 640-783 210 731 207 584 94 132 203 022 177 015

200 240-330 507-867 240 775 231 586 96 147 185 008 110 004



200 150-180 636-899 165 185 195 422 200 058 192 017

200 195-225 640-783 178 080 214 553 197 044 194 015

200 240-330 507-867 166 047 232 516 194 023 192 008























25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389
































































25 LIVELLI IDRICI






SIMBOLO PERIODO (H)

M2 1242

S2 1200

K1 2393

O1 2582

COMPONENTE

LUNARE PRINCIPALE

SOLARE PRINCIPALE

LUNISOLARE DIURNA


M2 S2 K1 O1



COMPONENTI









Storm Surge [m]

30 11

100 12

200 13






31 GENERALITAgrave































4 OPERE FORANEE


















































avendo indicato con





avendo indicato con
















H = 2=a





S^ =S __ + `


H = 2=a





dove




































- T = Tscong Tp110









a) b)

























dove






- q sovraccarico


















in cui















H∆ k70T



M H∆ k70T














































avendo indicato con








avendo indicato con









gB htan iLB[KjTk]l

K

dove






con

























a)






- T = Tscong Tp110























dove






- q sovraccarico
























H∆ k70T



M H∆ k70T








5 BANCHINAMENTI

51 OPERE A GIORNO

















Palo

Diametro 16 m

Lunghezza 37 m


Area palo 201 m2

Volume palo 7439 m3

Peso palo 18598 t

Impalcato

Larghezza 675 m

Lunghezza 45 m

Spessore 06 m




Trave longitudinale

Larghezza 3 m

Lunghezza 45 m

Spessore 07 m




Trave trasversale

Larghezza 16 m

Lunghezza 675 m

Spessore 07 m







Pulvino

Larghezza 22 m

Lunghezza 22 m

Spessore 05 m



Peso pulvino 605 t









dove





max

2

4a

DcF mi

πρ=

2max2

1DvcF dd ρ=

050ltAL

D



















Numero donda k 0087



[ms2] 08





ReKe 275268817




dzkd

zdkHgk

DcFi

d

m intminus

+=02

cosh

)(cosh(

24

πρ

intminus

+=0

22

2

2

2

)(cosh)(cosh8 d

dd dzzdkkd

kHDgcF

ωγ

= )tanh(2

1

4

2

kdD

HcF mi γπ

+= kdsenhk

d

kd

kHDgcF dd 2

4

1

2)(cosh8 2

2

2

2

ωγ












SI = 031t`4 S = 098t`4


I = 181t = 2003t




avendo indicato con



























A 13B4T




071 525`






























- Ds=186 degN H s = 058 m Tp= 10 s









MARE TERRAPIENO






















































TERRAPIENO

TERRAPIENO









dove






- q sovraccarico








in cui



- D rw rs-1











53 PALANCOLATE

531 Generalitagrave




























- terreno lato mare









- h tirante idrico


T = 13T +134)2













gB = 7792t` mB = 7453t`






61 GENERALITArsquo









[ls per m]



1-10


01








001-005



[ls per m]

10-50




10



04



[ls per m]


50

04

BA

NC

HIN

A S

U

D

IGA

VE

RT

ICA

LEB

AN

CH

INA

DI

RIV

A




[ls per m]


50


10


1


04













TR D TP HS


1 240 702 271

5 240 792 346

10 240 839 388

50 240 1022 575

100 240 1139 715

200 240 1186 775

TR D TP HS Q


1 240 702 271 003

5 240 792 346 021

10 240 839 388 044

50 240 1022 575 276

100 240 1139 715 875

200 240 1186 775 1341














TR D TP HS


1 240 789 343

5 240 830 379

10 240 879 426

50 240 908 454

100 240 1013 565

200 240 1054 612














1 240 240 778 333 029 011 004 002

5 240 240 890 436 538 255 121 058

10 240 240 930 476 1210 611 309 156

50 240 240 941 488 1507 774 398 204

100 240 240 965 513 2310 1226 651 345

200 240 240 971 519 2545 1361 727 389











































PIANO REGOLATORE PORTUALE DI MARINA DI CARRARA...“Infrastrutture ed opere” e F.1 “Sezione tipo...

Documents

Transcript of PIANO REGOLATORE PORTUALE DI MARINA DI CARRARA...“Infrastrutture ed opere” e F.1 “Sezione tipo...