Relazione Tecnica - Comune di Ventimiglia (IM) · Comune di Ventimiglia Progetto definitivo per la...

Comune di Ventimiglia Progetto definitivo per la realizzazione di un approdo turistico per la nautica da diporto

CALA DEL FORTE S.r.l.

____________________________________________________________________________ Opere Marittime:Ing. PUPPO Studio associato Tema.Idro

Opere Architettoniche a terra: Studio Alborno Architetti

Pag. 1 – REV 06 - aprile 2009 – ottemperanza VIA

Relazione Idraulico-Marittima

INDICE

1) Premesse

2) Generalità sullo studio

3) Inquadramento geografico e individuazione dei settori di traversia

4) Fetch geografici ed efficaci

5) Fonti di dati meteo marini a disposizione

6) Clima anemologico

7) Clima del moto ondoso al largo

8) Determinazione dell’onda di progetto

9) Rifrazione del moto ondoso sottocosta

10) Studio dell’agitazione residua all’inteno del bacino portuale

11) Dimensionamento delle opere foranee

12) Risposta idraulica del molo foraneo

13) Regime della dinamica litoranea locale

14) Agibilità interna portuale

15) Agibilità dell’imboccatura

16) Qualità interna delle acque

17) Pontili di ormeggio

18) Acquedotto

19) Acque reflue






1) Premesse

REVISIONE aprile 2009 – Ottemperanza VIA

La presente relazione Idraulico-maritt ima è stata redatta in

conformità al D. Min. Trasp. Navig. 14 Apri le 1998 (G.U. 29.4.1998 n.

98) “Requisit i per la redazione dei progetti da allegare alle istanze di

concessione demaniale maritt ima per la realizzazione di strutture

dedicate alla nautica da diporto” per quanto att iene i l Progetto

Definit ivo previsto dal D.P.R. n° 509/97 altr imenti noto come “Decreto

Burlando” con riferimento al Progetto Preliminare ammesso con

deliberazione della

Giunta Regionale n. 512

del 09/05/2003 alla

successiva fase del

procedimento di

progettazione definit iva

così come segnalato con

nota del Comune di

Ventimiglia in data 24

giugno 2004 n.

3687/USPR.

I l progetto definit ivo nella presente revisione oltre ad aver

introdotto e recepito tutte le indicazioni emerse in fase di esame del

progetto preliminare e gli adeguamenti r ichiesti, che avevano

determinato alcune variazioni r ispetto al medesimo progetto, senza

peraltro stravolgerne sostanzialmente la forma e i contenuti

essenziali, ha anche recepito ed inserito le osservazioni emerse in

it inere in sede di Valutazione di Impatto Ambientale, ottemperando

alle prescrizioni f inali di cui al Parere n. 121/201 B avente per oggetto






Progetto definit ivo con annesso SUA per la realizzazione di un

approdo turistico per la nautica da diporto in località Punta della

Rocca – Comune di Ventimiglia.

L’approfondimento delle indagini svolte ed i necessari studi

eseguit i per verif icare la nuova conformazione progettuale, hanno

apportato alcune migliorie funzionali sia all ’ imboccatura portuale, per

creare i necessari spazi di manovra e di ingresso nel r ispetto delle

Raccomandazioni AIPCN, sia alla definizione della f lotta t ipo e agli

spazi di manovra interni al bacino portuale.

La configurazione ottenuta, frutto di r ipetuti confronti tra i

sottoscritt i progettist i e gl i Enti preposti, è stata verif icata soprattutto

nei confronti dell ’agitazione interna e non si sono riscontrati effett i di

r isonanza e clapotis tal i da determinare altezze residue all ’ interno del

bacino portuale superiori agli standars previsti e garantendo nel

contempo una sicura agibil i tà dell ’ imboccatura.

Lo studio della diga foranea principale ha anch’esso richiesto

una attenta valutazione delle sollecitazioni idrodinamiche dovute al

moto ondoso effettuata attraverso la verif ica in canale di più soluzioni

tecniche per la sezione principale determinando, per successive

approssimazioni, quella che è stata assunta come sezione di

progetto.

Tale sezione prevede la realizzazione di una vasca di

dissipazione in massi naturali (cfr.Aminti, Franco, Ricci Armani, Sara

in Giornate ital iane di Ingegneria Costiera – VI edizione) soluzione

questa che consente di r idurre i l sormonto ondoso mantenendolo nei

l imiti di accettazione per una diga adibita ad ormeggio.

Considerando i r isultati dell ’ intero studio e i successivi

aff inamenti progettuali si è giunti pertanto alla definizione delle opere

portuali nel loro complesso; tal i r isultati sono esposti nella presente

Relazione idraulico-maritt ima.






Dal punto di vista planimetrico, la necessità di arretrarsi con le

opere foranee, completamente a levante di punta della Rocca, ha

richiesto una rotazione del “ layout” generale per escludere dallo

specchio acqueo la zona delle “grotte”.

In conformità al punto b) della delibera regionale di

approvazione della VIA. La testata del sottoflutto è stata traslata di

oltre 30 m verso levante, con conseguente ridisegno del sottoflutto

medesimo e senza alcuna modif ica del sopraflutto che abbia

comportato un suo avanzamento in direzione della spiaggia delle

Calandre o verso i l largo.

Inoltre nel tracciare la nuova forma si è ottenuta la soluzione di

al l ineare lo sporgente centrale con l ’asse viario costituito dalla

galleria S. Giuseppe; tale sporgente centrale costituisce così la

naturale prosecuzione in mare dell ’asse della galleria e termina con la

localizzazione dei servizi portuali.

La necessità di r iorganizzare gli spazi di manovra a comportato

una riprofi latura della l inea di banchina con riduzione delle dimensioni

della diga di sopraflutto in corrispondenza della radice.

I ponti l i di attracco sono stati mantenuti perpendicolari al lo

sporgente centrale (ridotto in dimensione a soli 9,00 m.di larghezza),

ma sono stati r idott i da 7 a 5.

Poiché è stato ridotto lo specchio acqueo complessivo, (r idotto

a 69.900 m2) la ridistribuzione degli ormeggi ha richiesto la posizione

di posti barca anche lungo la diga di sopraflutto; conseguentemente è

stato necessario riformulare una nuova valutazione della portata

tracimante, stimata nelle prove in canale.

Le considerazione esposte nello specif ico capitolo hanno

determinato la sopraelevazione della quota di coronamento del muro

paraonde da +6.30 a +7.00 m.

La traslazione della testata del sottoflutto ha determinato una

maggior esposizione del sottof lutto stesso al mare e






conseguentemente ha richiesto che lo stesso sia previsto con quota

sommitale di +4,80, f ino al suo radicamento a terra.

Per ottemperare a quanto previsto al punto h) del citato parere

VIA, al f ine di l imitare l ’ intorbidamento, anche momentaneo, delle

acque nel tratto di costa interessato dalle grotte si è optato per una

soluzione costrutt iva che preveda per i l primo tratto della diga di

sottoflutto in prossimità delle grotte l ’ impiego di cassoni in c.a. tal i da

uti l izzare per i l suo imbasamento material i con ridott issima

percentuale di frazione fine (Massi, scapolame e pietrisco) e nel

contempo confinare i l materiale di r iempimento senza che lo stesso

abbia contatto con i l mare secondo una sequenza costrutt iva che sarà

ampiamente i l lustrata nelle sue fasi nella tavola n. M0X.






2) Generalità sullo studio

La valutazione dell ’ intervento di costruzione del porto di

Ventimiglia si è basata su un attenta valutazione di tutt i i parametri

geografici, meteomarini, topografici e cl imatici caratteristici del sito

ed è stata effettuata attraverso una simulazione degli eventi estremi

attraverso un modello numerico, che opera in base alle condizioni

meteomarine, dedotte dai dati storici a disposizione in base alle

batimetriche ri levate nel fondale antistante l ’area in oggetto.

La verif ica strutturale dell ’opera foranea principale è stata effettuata

ricorrendo ad un modello f isico in canaletta sviluppato presso

l ’Università di Firenze.

La presente relazione, tra l ’altro, ha valutato:

1. L’ idrodinamica costiera nello stato attuale e nello stato di

progetto.

2. L’agitazione interna portuale in riferimento alle raccomandazioni

tecniche per la realizzazione dei porti turistici redatte da AIPCN.

3. L’evoluzione media prevedibile del l i torale in seguito

all ’ intervento in progetto.

4. Le caratteristiche strutturali delle opere foranee con riferimento

alle soluzioni tecnologiche adottate.

5. La definizione degli impianti di servizio a rete.






6. Gli al lacciamenti al le reti esterne (acquedotto, energia elettr ica,

ecc.) ed i l recapito dei reflui fognari raccolt i al l ’ interno

dell ’ intervento portuale.

Forma parte integrante della presente Relazione lo Studio morfodinamico tridimensionale - rev. 05 (cfr. Elaborato C/05) allegato (al quale si r imanda per le specif iche analisi e l ’ i l lustrazione

scientif ica delle metodologie adottate e dei calcoli svolt i) che sviluppa

in modo dettagliato i punti 1, 2 e 3.

Si evidenzia che la modifica del sottoflutto non altera i r isultati

ottenuti con lo studio svolto che pertanto rimane quale elemento di

r i ferimento progettuale anche nella presente relazione rev. 06.

Brevemente si accenna che per le analisi svolte all ’ interno di tale

studio si è uti l izzato un modello numerico in grado di simulare i l

comportamento morfodinamico tridimensionale della costa.

Tale modello opera su una grigl ia tr idimensionale estesa a tutta l ’area

in esame, a ponente ed a levante delle nuove strutture in progetto. In

questo modo, oltre a determinare le azioni idrodinamiche sulle opere

in progetto per eseguire i l dimensionamento strutturale delle stesse, è

stato possibile valutare le azioni indotte sul l i torale comportate dalla

realizzazione del nuovo porto deducendole dalla differenza tra i

r isultati ottenuti dalle simulazioni effettuate sulle configurazioni dello

stato attuale e dello stato di progetto.

Lo Studio morfodinamico tridimensionale - rev. 05 (redatto

dall ’ ing. Giovanni Spissu) è costituito dalle seguenti singole relazioni:

a) (Relazione n°1/1) parametri meteomarini.

I parametri meteomarini si uti l izzano nel modello di propagazione

spettrale impiegato in questo studio, e vengono dedotti dalle

caratterist iche meteomarine su acqua profonda.






b) (Relazione n°1/2). studio meteomarino del litorale su acqua

bassa

Si impiega un modello di propagazione spettrale, che util izza i

parametri determinati nella Relazione n°1. Esso tiene in conto gli

effett i di shoaling, r ifrazione e saturazione dello spettro energetico

del moto ondoso, ed esegue le simulazioni considerando le profondità

reali del fondale. I l r isultato è l ’ intensità energetica del moto ondoso

nel paraggio considerato, che verrà impiegato per i l calcolo del

trasporto solido.

c) (Relazione n°1/3) agitazione ondosa all’interno del bacino

protetto

Sono state svolte le determinazioni delle caratteristiche del moto

ondoso incidente sull ’ imboccatura e la valutazione dell ’agitazione

interna per periodi di r itorno pari a 5 e 50 anni.

d) (Relazione n°1/4) parametri sedimentologici, per la zona

d’intervento.

I parametri sedimentologici si uti l izzano nel modello di trasporto

solido impiegato nello studio e si r i feriscono alle due situazioni

considerate: stato attuale e stato di progetto.

e) (Relazione n°1/5) determinazione del trasporto solido costiero

potenziale nello stato attuale

E’ stato eseguito un bilancio quantitativo sulle traversie considerate,

impiegando un modello di trasporto solido che uti l izza i parametri

sedimentologici tarati per la spiaggia in esame.

determinazione del trasporto solido costiero potenziale nello stato di progetto .






Anche per lo stato di progetto, come per quello attuale è stato

eseguito i l medesimo bilancio quantitat ivo sulle traversie considerate

in precedenza, impiegando lo stesso modello di trasporto solido.

f) (Relazione. n°1/5 – seconda parte) Previsione della evoluzione

media potenziale del litorale nello stato attuale e nello stato di

progetto definitivo

E’ stato eseguito una bilancio dei sedimenti in ogni punto della grigl ia

di simulazione, individuando le zone ove è prevedibile una tendenza

all ’accrescimento od alla erosione.

g) (Relazione. n°1/6) Studio preventivo di evoluzione del litorale in

seguito all’intervento di progetto

E’ stato eseguito i l confronto tra le due tendenze medie potenziali

evolutive ricavate e quindi si ottengono per differenza le variazioni

al la costa causate dal nuovo porto.

Un successivo approfondimento (relativo al punto 4) è stato svolto

ricercando la configurazione statica migliore della diga foranea; per

raggiungere tale obiett ivo sono stati eseguit i alcuni test in canaletta

con sezioni diverse e con material i diversi.

L’esito delle prove effettuate presso i l Laboratorio di Idraulica del

Dipartimento di Ingegneria Civi le dell ’Università degli Studi di Firenze

è riportato nell ’al legata relazione “Prove su modello fisico per la verifica del molo sopraflutto del nuovo porto di Ventimiglia” (cfr.

Elaborato D/05).

I punti 5 e 6 sono stati approfondit i nella presente relazione nei

r ispettivi paragrafi.






3) Inquadramento geografico e individuazione dei

settori di traversia

I l paraggio in esame, si localizza immediatamente a ponente

della foce del f iume Roja, in località Marina di San Giuseppe, dove

esiste già una specie di r idosso in mare costituito da blocchi

prefabbricati in calcestruzzo (tetrapodi).

Figura 1: Ubicazione dell’intervento

L’attuale ridosso è censito a pag.

108 del Portolano dei mari

d’Italia.

Le coordinate geografiche che

individuano la World Posit ion (WP)

del r idosso sono:

43° 47’,32 Nord

07° 35’,85 Est






Dal punto di vista nautico, i l tratto di costa interessato dall ’ intervento

in oggetto è inquadrato in un settore di traversia delimitato come

segue:

Traversia principale Tra l ’ isola di San Pietro (Sardegna) 174° N e l ’ isola di Aire (Baleari)

213° N con fetch geografico di circa 800 km. (direzione media 194 °N)

Traversia secondaria La traversia secondaria è costituita dal secondo quadrante ed è

geograficamente compresa tra la direzione est (80°) N e la tangente

alle coste della Corsica e per una direzione media di 150° con

direzione media 135°. Da qui provengono i mari più signif icativi di

Levante (Scirocco) con un fetch eff icace di circa 200 km

L’esposizione al Sud-Ovest rappresenta dunque la condizione di

massima sollecitazione ondosa (Libeccio) che caratterizza le

mareggiate più pericolose per questo tratto di costa (vedi fetch

eff icace).






4) Fetch geografici ed efficaci

Con i l termine fetch si intende la lunghezza dell ’area di generazione

relativa alla direzione di provenienza del vento.

La delimitazione dell ’area di generazione può essere eseguita sulla

base di considerazioni sia geografiche che meteorologiche. Nel caso

di mari chiusi, cioè delimitati da coste la cui distanza l ’una dalle altre

è mediamente inferiore alle caratter istiche di una perturbazione, si

segue normalmente i l criterio proposto da Savil le (1954) e

successivamente modificato da altr i autori. I l criterio fornisce, per

ogni direzione di provenienza del vento, la lunghezza del cosiddetto

fetch eff icace [Feff(θ)]. Tale lunghezza è espressa come media

pesata delle lunghezze dei fetch geografici [Fgeo(θ)] del sito

considerato, cioè delle massime distanze tra i l sito considerato e la

l inea di costa prospiciente secondo direzioni poste ad intervall i

angolari f issi r ispetto alla direzione di provenienza del vento

considerata. Essenzialmente, con l ’ introduzione del concetto di

lunghezza del fetch eff icace, si cerca di tenere conto empiricamente

del fatto che, nella fase di generazione, le onde risultano disperse

secondo componenti direzionali comprese tra ±90° circa rispetto alla

direzione di azione del vento, ciascuna delle quali è condizionata

dalla relativa lunghezza del fetch geografico.

I l fetch eff icace lungo la generica direzione di provenienza del vento θ

è dunque espresso dalla relazione:

∑

∑°+θ

°−θ=θ

°+θ

°−θ=α

+

α

θαα=θ 90

90

n

90

90

1ngeo

eff

cos

)-( cos )(F)(F






dove “cosnα” è i l ‘peso’, “n” un parametro dipendente dalle condizioni

del mare (valore normalizzato uti l izzato nei mari i tal iani n = 2), “a”

esprime la direzione del fetch geografico considerato e “(α − θ)”

rappresenta l ’angolo formato tra la direzione del fetch geografico

considerato e la direzione di provenienza del vento. Da quanto detto

è evidente come, a f ini previsionali, sia conveniente calcolare una

volta per sempre la lunghezza del fetch eff icace per tutte le direzioni

del settore di traversia del sito in esame, nonché per quelle direzioni

esterne a tale settore cui sono associati valori della lunghezza del

fetch geografico non null i . Conviene cioè determinare i l cosiddetto

diagramma polare dei fetch eff icaci funzione dei fetch geografici.

Figura 2: Fetch efficaci per il paraggio di Ventimiglia

+

0

50

100

150

200

250

300

350

400

010

2030

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150160

170180

190200

210

220

230

240

250

260

270

280

290

300

310

320

330340

350






5) Fonti di dati meteomarini a disposizione

I dati uti l izzati per le simulazioni sono i seguenti:

• dati metereologici (campo di vento) prelevati dalle pubblicazioni

dell ’ Istituto Idrografico della Marina;

• dati meteomarini prelevati dalle pubblicazioni dell ’ Ist ituto

Idrografico della Marina;

I dati metereologici di velocità e direzione del vento, prelevati dalle

pubblicazioni dell ’ Ist ituto Idrografico della Marina, si r iferiscono al

paraggio di Bordighera, proprio accanto alla zona in oggetto. Tramite

un appropriato modello numerico si esegue una conversione di tal i

dati in altezza e frequenza d’onda signif icativa.

Ricavate le caratteristiche del moto ondoso su profondità infinita, in

base ai dati suddetti, si procede alla determinazione dei parametri da

uti l izzare nel modello numerico impiegato per la valutazione del

regime meteomarino su acqua bassa (modello di propagazione

spettrale - Università degli Studi di Genova - Ist ituto di Idraulica - G.

Scarsi -G. Spissu)

In part icolare, tali parametri si tarano in base ai r isultati del modello

spettrale per la profondità infinita. La propagazione del moto ondoso

si esegue impiegando i dati batimetrici del paraggio di Ventimiglia,

r icavati da un ri l ievo del 2006 e dalle carte batimetriche dell ’ Ist i tuto

Idrografico della Marina.



_____________________________________________________________________________ Opere Marittime: Ing. Stefano PUPPO Studio associato Tema.IDRO



0 20 40 60 80 100 120 15 0

345330

315

300 285

270 255

240 225

210195 180 165 150

135 120

105

90

75

60

45 30

165150

3015

135 120

105 90

75 60

45

225

210195 180

240

300

285

270

255

315

330345

0

0

100

200

300

400

5000

1530

45

60

75

90

105

120

135

150165180195

210

225

240

255

270

285

300

315

330345

0

1000

2000

3000

4000

5000

Boa di La Spezia - 1989-1999 numero eventi Hm0 > 3.5 m

Boa di La Spezia - 1989-1999 numero eventi 2 m < Hm0 < 3.5 m

Boa di La Spezia - 1989-1999 numero eventi 0.5 m < Hm0 < 2 m






Frequenze medie in percento dedotte da tre osservazioni giornaliere relative a 6 anni a Bordighera

49.5

62.8

57.1

51.6

70.6

60.859.6

53.8 52.751.2

60.4

70.5

53.8

0.5 0.4

39.9

22.8

33.0

43.042.0

37.1

31.4

21.6

29.7

41.338.6

47.0

36.8

6.26.56.45.87.1

4.3

0.4

3.55.3

9.19.09.17.2

0.10.20.20.00.00.00.00.00.00.00.00.0

10.0

20.0

30.0

40.0

50.0

60.0

70.0

80.0

G F M A M G L A S O N D ANNO

%

MARE 0-1 MARE 2-3 MARE 4-5 MARE 6-8






MASSIMO MARE VERIFICATOSI NEI SINGOLI MESI E

RELARIVE FREQUENZE

DURATA MASSIMA DELLE MAREGGIATE

(mare 6-8)

Mese Stato

del

mare

Frequenza in

giorni

Direzione di provenienza

Mese Durata

(ore)

Stato

del mare

Direzione di provenienza

Gen 6 2 1 SSW - 1 WSW Gen 12 6 SSW

Feb 6 2 1 E - 1 WSW Gen 8 6 WSW

Mar 5 4 3 E - 1 SW

Apr 5 5 2 E - 2 SW - 1 WSW

Mag 5 1 E

Giu 5 3 1 E - 1 SW - 1 WSW

Lug 5 1 SE

Ago 5 3 1 E - 1 SW - 1 WSW

Set 5 4 1 ENE - 1 E - 2 WSW

Ott 5 2 2E

Nov 6 1 E

Dic 6 1 E Ventimigl ia






Frequenze percentuali

0 10 20 30 40 50%

N

NE

E

SE

S

SW

W

NW

N

NW NE

E

S

SESW

W

Bordighera

Direzione di provenienza delle burrasche di vento (forza 7-8)

Direzione di provenienza delle mareggiate (forza 6-8)






I dati di altezza e periodo d’onda spettral i (modello dello spettro di

energia) sono raccolt i nella tabella seguente.

Modello dello spettro di energia

Direzione W - SW

Direzione E - SE

Freq. % Hmo (m) Tmo (s) Freq. % Hmo (m) Tmo (s)

7.50 0.95 4.39 9.50 0.46 3.05

5.30 2.55 7.20 12.00 1.15 4.83

1.00 5.65 10.73 3.50 2.53 7.18

0.05 8.01 12.05 0.30 5.23 10.32

Nella tabella seguente sono invece raccolte le caratteristiche del

moto ondoso su profondità infinita impiegate per i calcoli

dell ’agitazione interna portuale e del dimensionamento della diga

foranea:

PERIODO DI

RITORNO

(anni)

ALTEZZA D’ONDA

SIGNIFICATIVA

(m)

PERIODO D’ONDA

SIGNIFICATIVO

(s)

LUNGHEZZA

D’ONDA

SIGNIFICATIVA

(m)

5 6.0 11.06 190.99

50 8.0 12.05 226.80

Le caratteristiche del moto ondoso suddette sono associate alla

traversia di Libeccio, che nel mar Ligure risulta la traversia principale

e più severa.






6) Clima anemologico

Le caratteristiche del regime anemologico locale si desumono

dall ’analisi dei dati reperit i. In particolare dall ’osservazione della rosa

dei venti ottenuta considerando tutt i i dati a disposizione, si evidenzia

la prevalenza dei venti da S-W e da E e la scarsa frequenza di quell i

da S, N e NW. Questa distribuzione della direzione di provenienza

delle tempeste di vento si r i f lette poi su quella della distribuzione

delle direzioni di provenienza delle mareggiate più signif icative.

FREQUENZE MEDIE IN PERCENTUALIDEDOTTE DA 3 OSSERVAZIONI GIORNALIERE

ANNO

FORZA DEL VENTO IN SCALA BEAUFORTLegenda

0 1 - 2 3 - 4 5 - 6 7 - 12

CALMA 12%16

0 10 20 30 40 50%






Direzione E - SE

Direzione W - SW

Frequenza

%

Veloc. Vento (m/s)

Frequenza

%

Veloc. Vento (m/s)

9.50 2.50 7.50 2.50

12.00 5.55 5.30 5.55

3.50 10.75 1.00 10.75

0.30 18.65 0.05 18.65






7) Clima del moto ondoso al largo

Le caratteristiche del moto ondoso a largo, per le ondazioni più

frequenti sono i l lustrate nelle tabelle seguenti:

DIREZIONE DI TRAVERSIA DA LIBECCIO 194° N

CARATTERISTICHE DEL MOTO ONDOSO A LARGO

Settore di traversia

Direzione media di

provenienza rispetto al N

(°)

Altezza d’onda

(m)

Periodo d’onda

(s)

Numero di

osservazioni annual i

(n°osservazioni /anno)

Libeccio 194° 0.95 4.39 104

174°N- 213°N 2.55 7.20 131

5.65 10.73 38 I l numero d i osse rvaz ion i a l l ’ anno de l ven to ne l s i to d i Ven t im ig l i a è pa r i a 6570 .

DIREZIONE DI TRAVERSIA DA SCIROCCO 135° N

CARATTERISTICHE DEL MOTO ONDOSO A LARGO

Settore di traversia

Direzione media di

provenienza rispetto al N

(°)

Altezza d’onda

(m)

Periodo d’onda

(s)

Numero di

osservazioni annual i

(n°osservazioni /anno)

Scirocco 135° 0.46 3.05 82

135°N 1.15 4.83 58

2.53 7.18 11 I l numero d i osse rvaz ion i a l l ’ anno de l ven to ne l s i to d i Ven t im ig l i a è pa r i a 6570 .






8) Determinazione dell’onda di progetto.

Per i l dimensionamento della diga frangif lutt i, in accordo con le

raccomandazioni tecniche specialist iche di settore, si deve ricercare

l ’onda con tempo di r i torno pari a 50 anni. Tra le direzioni di

provenienza considerate sono stati uti l izzati solo i dati r iferit i agli

stati di mare provenienti da Libeccio in quanto, a parità di tempo di

r itorno, r isultano essere più gravosi.

Per i l calcolo dell ’onda con ricorrenza cinquantennale è conveniente

fare riferimento agli studi proposti dal Boccotti che si basano

sull ’originale concetto di mareggiata tr iangolare equivalente alla

mareggiata reale.

Gli studi di Boccotti fanno riferimento a circa 5800 stime visuali di

altezza d’onda signif icativa ri levate dai capitani delle navi in transito

nel Mar Ligure .

Con riferimento allo Studio morfodinamico tridimensionale - rev 05 (cfr. Elaborato C/05), le caratteristiche del moto ondoso sulla

profondità infinita, r icavate per la traversia principale di l ibeccio, sono

le seguenti:

PERIODO DI RITORNO

(anni )

ALTEZZA

D’ONDA

SIGNIFICATIVA

(m)

PERIODO

D’ONDA

SIGNIFICATIVA

(s)

50

8.0

12.05

Eseguendo la propagazione spettrale dalla profondità infinita, al la

profondità f inita, sono state ricavate le caratteristiche più severe del






moto ondoso, che verranno impiegate per i l dimensionamento delle

opere foranee.

Esse sono raccolte nella tabella seguente:

PERIODO DI RITORNO

(anni )

ALTEZZA

D’ONDA

SIGNIFICATIVA

Hs

(m)

PERIODO

D’ONDA

SIGNIFICATIVA

(s)

LUNGHEZZA

D’ONDA L0

(m)

50

5.5

12.05

226.80






SETTORE 135° - 165° NA

LTEZ

ZA S

IGN

IFIC

ATI

VA

MET

RI

1514131211109876543210

PERIODO DI RITORNO ANNI

0.10 1.0 5.0 10.0 50.0 100.0

PER

ALTDUR






DIAGRAMMA DI BOCCOTTISETTORE 195° - 225° N

ALT

EZZA

SIG

NIF

ICA

TIV

A M

ETR

I

1514131211109876543210

PERIODO DI RITORNO ANNI

0.10 1.0 5.0 10.0 50.0 100.0

PER

DUR

ALT






9) Rifrazione del moto ondoso sottocosta

Si rimanda allo specif ico studio allegato C/05, redatto dall ’ ing. Giovanni

Spissu.






10) Studio della agitazione residua all’interno del

bacino portuale

Premessa

In accordo con quanto prescritto nelle Raccomandazioni AIPCN al

punto A5 sono stati svolt i i seguenti studi:

• Determinazione delle caratterist iche del moto ondoso incidente

sull ’ imboccatura, per i periodi di r i torno pari a 5 e 50 anni

• Determinazione dell ’agitazione interna per i l moto ondoso con periodi

di r i torno pari a 5 e 50 anni.

Si r imanda allo specif ico studio allegato C/05, redatto dall ’ ing. Giovanni

Spissu






11) Dimensionamento delle opere foranee

L’esito delle prove effettuate presso i l Laboratorio di Idraulica del

Dipartimento di Ingegneria Civi le dell ’Università degli Studi di Firenze,

riportato nell ’al legata relazione “Prove su modello fisico per la verifica

dela diga del porto di Ventimiglia” (cfr. Elaborato D), ha fornito gli

elementi progettuali per la realizzazione dell ’opera foranea principale.

La sezione di progetto, i l lustrata nella f igura 4, prevede una mantellata

esterna realizzata con massi naturali, poggiante su uno strato f i ltro, sempre

in massi naturali, ed un nucleo in tout-venant.

Figura 3: Sezione di test

2+ 0.10

4

- 7.20

Mantellata int.Massi naturali

6 -8 t

3

1-100 Kg

NucleoTout Venant

- 0.90Filtro 1

Massi naturali1°-2° CAT.0.1 - 3 t

1

- 5.40

- 8.15

Massi naturali 3° CAT. 3-7 t

Berma

5 - 8 t

DIGA FORANEA DI VENTIMIGLIA : sezione 1 variante 1

+0.88+1.45

+ 6.00

+ 3.05

+ 5.40Mantellata

Massi naturali4° CAT.7 - 15 t

Sono state provate 4 configurazioni relative alla sezione trasversale della

diga, con riferimento alla sezione maggiormente sollecitata.

Le prove in canale sono state effettuate presso i l Laboratorio di Idraulica

del Dipartimento di Ingegneria Civile dell’Università degli Studi di

Firenze (Prof. Aminti).






La scala geometrica del modello è stata assunta pari a 1:43, con i

conseguenti parametri di scala derivati dalla simil i tudine di Froude adottata:

Grandezza Dimensione Scala di r iduzione

Lunghezza L NL 1:43

Al tezza d’onda L =0Hn nL 1:43

Per iodo T nT = nL 1/ 2 1:6.56

Veloci tà L/T nV = nL1 /2 1:6.56

Portata L3/LT nQ = nL 3/ 2 1:282

Forza (peso) F nP = nL3 1:79507

Poiché i l peso di ogni singolo masso era compreso tra 88 e 188 g con peso

medio di 140 g, i l peso reale è compreso tra 7 e 15 tonn.

(es. 7 tonn = 7.000.000 g / 79507 = 88,0 g = peso del modello)

Le configurazioni provate sono riassunte nella seguente tabella, in cui sono

indicati anche i particolari costrutt ivi.






Mantel lata Berma al piede Sezione

Quota

[m]

Pendenza Quota

[m]

Pendenza

Particolari costrutt iv i

1 +5.30 3/1 -5.40 3/1 Sezione di proget to 1

2 +5.40 2/1 +5.40 2/1 Var iazione del la pendenza

del la mantel la ta da 3/1 a 2 /1

con conseguente spostamento

del la berma al piede.

Real izzazione di una vasca di

raccol ta per la tracimazione

mediante oppor tuna

disposizione dei massi del la

mantel la ta .

3 +4.55 3/2 -6.60 3/2 Sezione di proget to 2

4 +4.55 3/2 -6.60 3/2 Sost i tuzione del muro

paraonde

La configurazione n. 2 si è dimostrata completamente stabile per tutti

gli attacchi ondosi provati (con altezza d’onda significativa fino a 6,20

m – 12% in più rispetto all ’onda di progetto pari 5.50 m) , ed è quella che

riesce a contenere meglio il valore di portata tracimante.

Tra le prove effettuate è stata verif icata anche la stabil i tà della diga con

mantellata esterna realizzata in massi art if iciali .

I r isultati migliori, comunque, restano quell i relativi al la configurazione con

massi naturali.






10.1 Dimensionamento della diga foranea

Mantellata I l dimensionamento della mantellata è stato effettuato attraverso la formula

di HUDSON, dalla quale si r icava la massa dell ’unità t ipica M con la

seguente espressione:

M = (ρs * H3) / (Kd * Δ3 * cot α)

dove

ρs = densità del masso;

Kd = coefficiente idrodinamico di stabil i tà, funzione del t ipo di masso;

Δ=ρs/ρa – 1 con ρa densità dell ’acqua di mare;

α = pendenza della mantellata.

Nella formula di Hudson riveste particolare importanza i l valore assunto dal

coefficiente Kd che tiene in conto di diversi fattori. In letteratura si trova

tabulato in funzione del t ipo di masso (es. naturale o artif iciale), del numero

di strati da cui è composta la mantellata e della posizione della sezione di

verif ica (tronco della diga foranea o testata).

Essendo la sezione tipo in progetto non direttamente riconducibile ad uno

dei casi r iportati nelle tabelle per la scelta del suddetto coeff iciente, si è

operata una ricostruzione di tale valore a partire dai r isultati delle prove in

canaletta svolte dal Dipartimento di Ingegneria Civi le dell ’Università di

Firenze, così come descritte nel paragrafo precedente.

Lo studio su modello f isico garantisce la stabil i tà della mantellata composta

da massi di peso compreso tra 7 e 15 tonnellate , sollecitata da un moto

ondoso, nella peggiore delle ipotesi, che presenta altezza d’onda

signif icativa pari a 6,20 m.






Da ciò si deduce che i l valore di Kd varia da un minimo di 5.4 a un massimo

di 11.6, con un valore “medio” di 7.4.

Assumendo i l valore medio di Kd pari a 7.4 per la testata e pari 10 per la

sezione corrente ed adottando le caratteristiche del moto ondoso al piede

della diga ricavate dal modello idrodinamico tridimensionale, si ottengono

pesi teorici dei massi naturali come sotto specif icato:.

Diga principale Diga secondaria peso specifico roccia t/m3 2,7 2,7 2,7 2,7Onda significativa Hs m 5,5 5,5 4 4Onda un decimo H1/10 m 7,0 7,0 5,0 5,0coeff. Di Hudson Kd - 7,4 10 7,4 10volume teorico (Van der Meer) m3 3,70 4,70 5,19 5,67peso teorico (Hudson) t 14,59 10,79 5,61 4,15volume teorico (Hudson) m3 5,40 4,00 2,08 1,54peso specifico acqua di mare t/m3 1,03 1,03 1,03 1,03Delta - 1,621359 1,621359 1,621359 1,621359cotg (β) - 2 2 2 2

Si r i t iene, pertanto, di adottare massi con peso medio compreso tra 12 e 15

tonnellate per la testata, compreso tra 7 e 11 tonnellate per la sezione

corrente e tra 6 e 8 tonnellate per la vasca di dissipazione retrostante la

mantellata, ovvero massi di IV° categoria per i l 75% della mantellata,

intasati con massi di III° per i l 25% di peso comunque superiore a 6 tonn. da

uti l izzarsi nella vasca di espansione.

La mantellata dovrà sempre essere realizzata in doppio strato e pertanto

con uno spessore medio pari a 3,50 m.

Filtro I l f i l tro, realizzato al di sotto della mantellata per impedire l ’asportazione del

materiale del nucleo, sarà costituito da un unico strato così come verif icato

nel modello f isico in canale.






Tale f i ltro sarà costituito da massi naturali di I° e II° categoria, con peso

compreso tra 0,1 e 3 tonnellate suddivisi in parti uguali (50% di prima e 50%

di seconda) e sarà sovrapposto al nucleo in tout-venant.

Unghia al piede Al piede dell ’opera verrà disposta un’unghia di massi naturali con berma

orizzontale per impedire gli scoscendimenti d’ insieme, possibil i nella

struttura in esame a causa della pendenza del paramento e delle

caratteristiche del fondo.

I l peso è stato ricavato direttamente nella prova sperimentale dove la

stabil ità dell ’ intera struttura è stata realizzata mediante l ’ impiego di massi di

peso compreso tra 5 e 8 tonnellate.

La larghezza minima della berma dell ’unghia può essere calcolata con la

seguente espressione:

31

rΔ

Pknb ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ρ

⋅=

Con kΔ = 1.0 n = 3, ρr = 2,70 t/m3 e P = 8,0 t. si ott iene:

b = 4,30 m (si assume 4,50 m.)

Tale piede sarà costituito da massi di III° categoria (50%) intasati con massi

di II° categoria (50%)






Muro di coronamento

In l inea generale i l muro di coronamento di una diga a gettata è soggetto ad

azioni provocate dal moto ondoso di non facile determinazione. In questa

sede vengono ricavate tal i azioni applicando la formulazione di Jensen

(1984) e Bradbury et al (1988), sperimentata in laboratorio per diversi casi

di dighe con geometrie differenti. (cfr Manual of the use of Rock in Hydraul ic

Engineer ing – CUR/RWS Report 169 –A.A. Balkema Rotterdam 1995 – pag 5-81)

Secondo tale metodo la massima forza orizzontale cui è soggetto i l muro di

coronamento dipende sia da parametri legati al moto ondoso (altezza d’onda

e lunghezza d’onda), sia da parametri geometrici propri del muro (altezza

muro ed elevazione sopra i l l ivello medio mare), attraverso l ’applicazione di

coefficienti sperimentali.

Analit icamente la forza orizzontale massima FH assume la seguente

espressione:

bRHa

LgdF

ca

S

Pcw

H −=ρ

dove

ρw = densità dell ’acqua

dc = altezza muro di coronamento

Rca = quota di sommità della mantellata

Hs = altezza d’onda al piede della diga

LP = lunghezza d’onda riferita al periodo di picco

Una stima a favore di sicurezza porta ad assumere che la distribuzione di

pressione orizzontale pH sia rettangolare (con pH= FH/dc) e che la pressione

verticale pV sia pari a pH sul f i lo esterno del muro e zero sul bordo interno.

La forza verticale (sottospinta) viene così ad assumere la seguente

espressione:






⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅⎟

⎠⎞⎜

⎝⎛= b

RH

aLgBFca

SPcwV 2ρ

dove

Bc = larghezza media del muro di coronamento

e gli altr i simboli hanno i l signif icato già riportato in precedenza.

Per la verif ica di stabil ità del muro di coronamento vengono di seguito

effettuate le verif iche al r ibaltamento e allo scorrimento, per entrambe le

t ipologie di muro in progetto.

VERIFICA MURO DI CORONAMENTO DIGA PRINCIPALE

I l muro di coronamento della diga foranea, dalla radice sino alla testata, è

un blocco monolit ico in cls di forma praticamente rettangolare.

Ai f ini delle verif iche di stabil i tà i l muro è stato schematizzato in una forma

più semplice, mediando i valori della larghezza.

In particolare, i parametri geometrici da inserire nelle formule suesposte per

i l calcolo delle forze indotte dal moto ondoso sono i seguenti:






dc = 6.50 m Bc = 4.01 m

La quota di sommità della mantellata è pari a 5.40 m.

Per le verif iche si è considerato l ’evento con tempo di r i torno di 50 anni, che

fornisce un’altezza d’onda di fronte alla diga foranea pari a 5.5 m. (Fondale

di fronte alla diga - 9.50). A favore di sicurezza la verif ica è stata condotta

uti l izzando l ’onda H1/10 pari a 1,27 Hs = 6.95 m

I valori che si ottengono, avendo posto i coefficienti a e b pari

r ispettivamente a 0.025 e 0.015 (secondo quanto previsto dal c i tato Manual of the

use of Rock in Hydraul ic Engineer ing) sono:

FH = 13,77 t/m

FV = 4,25 t/m

Sull ’ intero sistema agisce anche la forza peso del muro che vale:

22,50 m3/m x 2,30 t/m3 = P’ = 51.75 t/m

La verif ica a ribaltamento è data dal rapporto tra i momenti stabil izzanti e

quell i r ibaltanti, ovvero:

∑∑=

R

S

MM

η






La verif ica a scorrimento, invece, è data dalla seguente espressione:

∑∑⋅

=H

Vμη

dove

μ = coeff iciente di attr ito (abbiamo assunto μ = 0,6 a favore della sicurezza)

V = forze verticali

H = forze orizzontali

Nel nostro caso, andando a sostituire i valori trovati, si ott iene:

Caratteristiche moto ondoso incidente

Hs0 8,00 [m] Hs 5,5 T 12,05 [s] Tp 12,77 [s] Tm 9,52 [s] h 9,00 [m]

H1/10 6,95 [m] Lt

Lp 119,81 [m] 110,6 � γa 1,03 [t/m3]

Caratteristiche muro di coronamento

dc Rca Bc Hs/Rca [m] [m] [m]

6,50 5,40 4,01 1,29

Forze agenti al sul muro FH FV P

Section a b [t/m] [t/m] [t/m]

B 0,025 0,015 13,77 4,25 51,8






Verifica a ribaltamento Verifica a scorrimento

Momenti stabilizzanti Forze verticali P 51,75 [t/m]

xG 2,34 [m] Fv -4,25 [t/m] P 51,75 [t/m] μ 0,6

MS 121,10 [t] 28,50

Momenti ribaltanti Forze orizzontali

bH 3,25 [m] FH 13,77 [t/m] FH 13,77 [t/m] MH 44,7 [t] ηs 2,07 >1,5

bV 2,67 [m] FV 4,25 [t/m] MV 11,4 [t]

MR 56,1 [t]

ηr 2,16 >2

VERIFICA ALLO SCHIACCIAMENTO

B = 4,30 m Mr(tot) = 56.100,00 kg.m Ms(tot) = 121.100,00 kg.m ftot 51.750,00 kg

u = 1,23 m b/6 = 0,72 m e = 0,92 m σmax = 2,74 kg/cm2

Valore ammissibile sul piano di fondazione 4 kg/cm2






VERIFICA MURO DI CORONAMENTO SECONDARIO (sottoflutto)

Primo tratto (per una lunghezza complessiva di ml 80)



H1/10 4,06 [m] Lt

Lp 119,81 [m] 110,6 � γa 1,03 [t/m3]



4,80 3,50 5,00 1,16

Forze agenti al sul muro FH FV P

Section a b [t/m] [t/m] [t/m] A 0,054 0,032 18,19 9,47 20,0 C 0,036 0,031 6,40 3,33 D 0,036 0,031 6,40 3,33 E 0,013 0,011 2,43 1,26








xG 3,23 [m] Fv -3,33 [t/m] P 20,00 [t/m] μ 0,6

MS 64,60 [t] 10,00 [t/m]


bH 2,4 [m] FH 6,40 [t/m] FH 6,40 [t/m]

MH 15,4 [t] ηs 1,56 >1,5

bH 3,33 [m] FV 3,33 [t/m] MV 11,1 [t]

MR 26,5 [t]

ηr 2,44 >2

La pressione massima sul piano di fondazione si mantiene sotto i 2 kg/cm2






Secondo tratto



H1/10 4,45 [m] Lt

Lp 119,81 [m] 110,6 � γa 1,03 [t/m3]



4,80 3,50 4,30 1,27

Forze agenti al sul muro

FH FV P Section a b [t/m] [t/m] [t/m]

A 0,054 0,032 21,67 9,71 26,7 C 0,036 0,031 8,72 3,91 D 0,036 0,031 8,72 3,91 E 0,013 0,011 3,26 1,46








xG 2,93 [m] Fv -3,91 [t/m] P 26,68 [t/m] μ 0,6

MS 78,17 [t] 13,66 [t/m]


bH 2,4 [m] FH 8,72 [t/m] FH 8,72 [t/m]

MH 20,9 [t] ηs 1,57 >1,5

bH 2,87 [m] FV 3,91 [t/m] MV 11,2 [t]

MR 32,1 [t]

ηr 2,43 >2

La pressione massima sul piano di fondazione si mantiene sotto i 2 kg/cm2






Banchina Tratti a parete verticale (blocchi) In alcuni tratt i la t ipologia della banchina in progetto è a parete verticale,

ormeggiabile e carrabile. In questo caso i l muro di banchina è un tipico

muro in calcestruzzo a gravità, per cui le principali forze che agiscono sulla

stessa sono rappresentate dalla forza peso, dalla spinta delle terre e dai t ir i

al le bitte; le altre forze agenti sulla banchina sono i sovraccarichi dovuti al

traff ico veicolare (verticali) e quelle dovute al moto ondoso, al la corrente ed

al vento agente sulle imbarcazioni ormeggiate.

In analogia con altre strutture recentemente realizzate (vedi Marina di San

Lorenzo - IM).

I blocchi saranno realizzati con cassero continuo per lunghezze di 10,00 ml.

(foto A)

Ogni blocco sarà collegato al blocco adiacente con incastro a coda di

rondine.

In senso verticale i blocchi saranno divisi in due: i l blocco inferiore avrà

altezza 3,25 m e larghezza 2,00 ed in fase di getto emergerà dall ’acqua per

soli 25 cm (foto B), quello superiore propriamente dett i di banchina,

superiore avrà altezza 1,00 m e larghezza 2,00 e poggerà sul blocco

inferiore collegandosi al lo stesso attraverso un incastro a V, in modo da

rendere la banchina praticamente monolit ica.

Tale struttura è stata collaudata con tir i al la bitta quattro volte superiori a

quell i di calcolo senza alcuna variazione della posizione.






FOTO A

FOTO B






FOTO C

FOTO D – Banchina a blocchi ult imata






VERIFICA BLOCCO SUPERIORE DI BANCHINA

Lunghezza del blocco Lb (m) 10,00 numero max bitte per blocco n 2,00 Tiro massimo per bitta Tb (t) 6,00 Tiro massimo per blocco T (t) 12,00 Incidenza per metro lineare del Tiro massimo Tm (t/m) 1,20 Peso specifico calcestruzzo γc (t/m3) 2,30 Peso specifico tout venant di riempimento γt (t/m3) 1,70 Peso specifico tout venant immerso γ' (t/m3) 1,00 Peso specifico acqua di mare γa (t/m3) 1,03 Angolo di attrito interno tout venant φ 35,00 Coefficiente di spinta attiva Ka 0,22 sovraccarico sul terrapieno q (t/m2) 1,00 VERIFICA BLOCCO SUPERIORE altezza blocco ha 1,00 larghezza blocco ba 2,00 braccio Sa (t/m) 0,19 0,33 Mra (t.m/m) 0,06 Sb (t/m) 0,22 0,50 Mrb (t.m/m) 0,11 Incidenza per metro lineare del Tiro massimo alle bitte Tm (t/m) 1,20 1,00 MrT (t.m/m) 1,20 Fo (t) 1,61 Mr (t.m/m) 1,37 peso del blocco superiore Pa (t) 4,60 1,00 Ms (t.m/m) 4,60 Verifica al ribaltamento Ms/Mr 3,35 > 2,00Verifica allo scorrimento f 1,00 f.P1/Fo 2,86 > 1,50eccentricità (m) 0,30 limiti nocciolo (m) 0,33 tensione massima σmax 1,74 t/m2 0,17 kg/cm2






VERIFICA GLOBALE BLOCCO SUPERIORE + INFERIORE

altezza totale h 4,00 altezza fuori acqua h1 1,25 altezza in acqua h2 2,75 altezza piede h3 0,50 larghezza blocco ba 2,00 larghezza piede bp 2,50 braccio S1 (t/m) 0,29 3,17 Mr1 (t.m/m) 0,93 S2 (t/m) 1,29 1,38 Mr2 (t.m/m) 1,77 S3 (t/m) 0,83 0,92 Mr3 (t.m/m) 0,76 S4 (t/m) 0,88 2,00 Mr4 (t.m/m) 1,76 Incidenza per metro lineare del Tiro massimo alle bitte Tm (t/m) 1,20 3,00 MrT (t.m/m) 3,60 Fo (t) 4,49 Mr (t.m/m) 8,82 braccio P1 (t) 5,75 1,50 MSP1 (t.m/m) 8,63 P2 (t) 5,72 1,50 MSP2 (t.m/m) 8,57 P3 (t) 1,59 1,25 MSP3 (t.m/m) 1,98 Pv (t) 13,05 MS (t.m/m) 19,18 Verifica al ribaltamento Ms/Mr 2,18 > 2,00 Verifica allo scorrimento f 0,60 f.P1/Fo 1,74 > 1,50 eccentricità (m) 0,46 limiti nocciolo (m) 0,42 tensione massima σmax 3,41 t/m2 0,34 kg/cm2

I muri di banchina sono stati analizzati con i classici metodi di verif ica ,

considerando un carico distribuito sul piano di banchina pari a 1000 kg/m2

ed un tiro alla bitta di 6 tonn.






Banchina in cassoncini assorbenti Al f ine di r idurre l ’agitazione residua interna sono stati previsti cassoncini

assorbenti, già uti l izzati con successo in altr i impianti portuali (v. p.es.

Castellamare di Stabia) in luogo della doppia f i la di massi di calcestruzzo.

I cassoncini sono realizzati mediante elementi modulari, separati da sett i in

c.a. aventi dimensioni 0,30 x 2,50 x H=4,30 m.

azioni di progetto Le azioni verticali ed orizzontali considerate nelle verif iche del muro di

banchina sono:

• carichi permanenti

• sovraccarichi accidentali (q=1000 kg/mq)

• t iro al la bitta (T=1000 kg)

• sisma

I carichi di cui sopra sono stati combinati in n. 3 condizioni di carico e

precisamente:

• Carichi permanenti + sovraccarichi accidentali (q=1000 kg/mq);

• Carichi permanenti + sovraccarichi accidentali (q=1000 kg/mq) + t iro

alla bitta (T=1000 kg);

• Carichi permanenti + sovraccarichi accidentali (q=1000 kg/mq) +

sisma (S=9)

Per le condizioni n. 2 e n. 3 i l coefficiente di r iduzione dei sovraccarichi

considerato è pari ad 1.

Verifiche I l presente paragrafo i l lustra le verif iche eseguite, distinte per le tre

condizioni di carico prima indicate.

Preliminarmente sono state definite le proprietà f isiche e meccaniche dei

material i costituenti i l r iempimento da porsi in opera alle spalle del cassone.






Tali valori, conformi a quell i adottati nel progetto esecutivo, sono stat i

r icavati da prove in sito ed in laboratorio eseguite sui material i di

r iempimento.

Per ciascuna delle tre condizioni di carico esaminate, sono stati calcolati i

valori delle spinte totali agenti al la quota di imposta del cassone

prefabbricato, i valori dei pesi della struttura, i l valore del momento

ribaltante a l ivello di imposta dell ’elemento prefabbricato a L ed i l valore del

momento stabil izzante a l ivello di imposta dell ’elemento prefabbricato a L.

Quindi è stata effettuata la verif ica a scorrimento ed a ribaltamento del

cassone e la verif ica a schiacciamento del pietrame di imbasamento e del

terreno sottostante i l pietrame.

Caratteristiche fisiche e meccaniche dei materiali peso specifico terreno γt = 1.800,00 kg/m3

peso specifico acqua di mare γa = 1.030,00 kg/m3

peso specifico calcestruzzo armato γca = 2.500,00 kg/m3

peso specifico calcestruzzo sovrastruttura γcs = 2.300,00 kg/m3

angolo di attrito terreno φt = 35,00 °

Coefficiente di spinta attiva K1 0,27 --

peso specifico riempimento γr = 1.030,00 kg/m3

sovraccarico q = 1.000,00 kg/m2






Condizione n.1 – carichi permanenti + sovraccarichi accidentali (q=1000kg/m2)

300

30

30

325

30

1

430

3 10

75

2

3

4

Q= 1000 Kg/mq

A1 0,40 m L1 0 m

A2 4,30 m L2 0,30 m

A3 2,90 m L3 0,30 m

A4 0,30 m L4 2,40 m

A5 0,00 m L5 3,00 m spessore setto 0,30 m

interasse

cassoncini 2,50 m

pressioni spinte braccio momento p1 = 270,7 kg/m2 s1 = 108,3 kg 4,50 m 487,20 kg.m p2 = 194,9 kg/m2 s2 = 39,0 kg 4,43 m 172,79 kg.m p3 = 465,5 kg/m2 s3 = 2.001,9 kg 2,15 m 4.304,00 kg.m p4 = 896,2 kg/m2 s4 = 1.926,8 kg 1,43 m 2.761,74 kg.m

stot = 4.075,9 kg Mr(tot) = 7.725,74 kg.m






pesi braccio momento calcolo pesi per metro lineare f1 300,0 kg 2,85 m 855,00 kg.m f2 1.764,0 kg 2,85 m 5.027,40 kg.m f3 1.278,9 kg 0,15 m 191,84 kg.m f4 1.323,0 kg 1,50 m 1.984,50 kg.m fsetto 3.725,6 kg 1,50 m 5.588,35 kg.m friemp 0,0 kg 1,50 0,00 kg.m ftot 8.391,5 kg Ms(tot) = 13.647,09 kg.m

coef. attrito tang(φt) = 0,70

νs 1,44 > 1,3 u = 0,71 m b/6 = 0,50 m νr 1,77 > 1,5 e = 0,79 m σmax = 0,79 kg/cm2

Condizione n.2 – carichi perm.+ sovracc. accidentali (q=1000kg/m2) + tiro alla bitta (T=1500 kg)

2

310

430

325

30

4

3

300

75 1

30

30

65

T=

2550






pressioni spinte a metro lineare braccio momento p1 = 270,7 kg/m2 s1 = 270,7 kg 4,50 m 1.218,01 kg.m p2 = 487,2 kg/m2 s2 = 243,6 kg 4,43 m 1.079,97 kg.m p3 = 757,9 kg/m2 s3 = 3.258,8 kg 2,15 m 7.006,52 kg.m p4 = 896,2 kg/m2 s4 = 1.926,8 kg 1,43 m 2.761,74 kg.m

stot = 5.699,9 kg Mr(tot) = 12.066,23 kg.m tiro alla bitta 1.500,0 kg tiro 600,0 kg 5,30 m 3.180,00 kg.m

stot + T = 6.299,9 kg Mr(tot + T) = 15.246,2 kg.m pesi braccio momento f1 300,0 kg 2,85 m 855,00 kg.m f2 1.764,0 kg 2,85 m 5.027,40 kg.m f3 1.278,9 kg 0,15 m 191,84 kg.m f4 1.323,0 kg 1,50 m 1.984,50 kg.m fsetto 3.725,6 kg 1,50 m 5.588,35 kg.m f5 4.140,0 kg 1,50 m 6.210,00 kg.m friemp 6.055,2 kg 1,50 m 9.082,80 kg.m friemp 1.879,2 kg 1,90 3.570,48 kg.m ftot 20.465,9 kg Ms(tot) = 32.510,37 kg.m coef. attrito tang(φt) = 0,70

νs 2,27 > 1,3 u = 0,84 m νr 2,13 > 1,5 e = 0,66 m

b/6 = 0,50 m σmax = 1,62 kg/cm2






Condizione n.3 – carichi permanenti + sovraccarichi accidentali (q=1000kg/m2) + sisma (S=9)

2

310

430

325

30

4

3

300

75 1

30

30

65

2550

S = 9 C = 0,07 θ = 4,0 °

A = 0,998

φt(SISMA) = 32,2 °

K1(SISMA) = 0,30

pressioni K1 K1(SISMA) s1 = 270,7 kg s1 = 304,8 kg s2 = 243,6 kg s2 = 274,4 kg s3 = 3.031,5 kg s3 = 3.414,2 kg s4 = 1.732,3 kg s4 = 1.951,0 kg stot = 5.278,0 kg stot = 5.944,4 kg Ssismico 5.929,8 kg

incremento di spinta (is) Fis = 651,8 kg braccio bis = 3,53 m 2.303,1 kg.m






forza d'inerzia orizzontale (io) Fio = 1432,6 kg braccio (baricentro dei pesi) bis = 2,58 m 3.700,7 kg.m

f1 300,0 kg 4,50 1.350,0 f2 1.665,0 kg 2,15 3.579,8 f3 1.305,0 kg 1,75 2.283,8 f4 1.350,0 kg 0,15 202,5

fsetto 1.771,2 kg 2,35 4.162,3 f5 3.960,0 kg 5,00 19.800,0

friemp 5.568,0 kg 1,75 9.744,0 ftot 15.919,2 kg 2,58 41.122,3

momento sismico complessivo Mr(tot+sism) = 21.250,01 kg.m

Ms(tot) = 32.510,37 kg.m νs 1,53 > 1,5

coef. attrito tang(φt) = 0,70 forza sismica complessiva f(tot+sism) 8.384,33 kg

ftot 20.465,87 kg νr 1,71 > 1,3

u = 0,55 m e = 0,95 m

b/6 = 0,50 m σmax = 2,48 kg/cm2

Come si evince dalle elaborazioni di cui sopra, i l cassone in esame risulta

soddisfare le verif iche eseguite in tutte le tre condizioni di carico analizzate.






Particolari cassoncini assorbenti (foto CEM)






Verifica strutturale

La sezione più sollecitata del cassone è la sezione di base del paramento

interno. In particolare, considerando uno schema statico di mensola

incastrata alla base, i l momento che sollecita la sezione di incastro nella

condizione più gravosa in presenza di sisma porta all ’armatura seguente:

φ 22/20 cm in sovrapposizione con φ 12/20 cm è pari a 24.66 cm2/m.






12) Risposta idraulica del molo foraneo

Come risposta idraulica si intende un'analisi, non dal punto di vista

strutturale, che interessi i l molo frangiflutt i ed i fenomeni ad esso legati al

frangere dell 'onda assunta come onda di progetto. In particolare si

verif icano i fenomeni di "overtopping" ed eventuale tracimazione.

Le prove in canaletta hanno determinato che nella configurazione testata ed

assunta quale sezione di progetto (Sezione 1 variante 1) la portata

tracimabile per Hs = 5,6 m e Ts = 11,8 s (praticamente la nostra onda di

progetto) vale 0,70 l/s/m con una altezza del muro di coronamento posta a

+6,00 m slm. (evento questo calcolato con l ’onda cinquantennale)

Nel caso allora preso in esame (ossia la versione progettuale in cui la diga

non era adibita ad ormeggio) un tale valore poteva essere accettato

(riteniamo che possa essere accettato anche in caso di diga ormeggiabile

ricordando che un tipico valore ammissibile della portata tracimante in

condizioni di tempesta proposto in letteratura per la sicurezza del transito

sulla diga è di 1,0 l/s/m, - cfr . Amint i , Franco, Ricci Armani, Sara “Giornate di

Ingegner ia Cost iera, VI ediz ione, Salerno 2001 – pag.151 -).

Tuttavia, ai f ini della sicurezza considerando che l ’attuale configurazione

progettuale prevede l ’uti l izzo della diga ai f ini dell ’ormeggio, è stato

ulteriormente analizzato i l fenomeno uti l izzando valutazioni più restritt ive

che sfruttano parametri empirici sugli effett i della tracimazione per dighe

ormeggiabil i , assai più cautelativi di quello sopra citato.

Per migliorare le condizioni di sicurezza si è provveduto a sopraelevare i l

muro paraonde elevandolo da quota + 6,00 a quota + 7,00 m. slm e

dotandolo di una risagomatura sommitale con risvolto concavo che

consente, con buona approssimazione, di ridurre la portata tracimabile di

circa i l 45% (cfr . Cuomo, Minett i , Franco “Giornate di Ingegner ia Cost iera, VII I

ediz ione, Civ i tavecchia 2005 – pag.363).






Per valutare la tracimazione nella nuova conformazione geometrica e

considerare l ’effetto della vasca di smorzamento si è ritenuto di uti l izzare i

r isultati delle prove effettuate in canaletta tarando l’espressione per i l

calcolo della portata tracimante in funzione dell ’altezza del muro paraonde

rispetto alla quota sommitale della scogliera posta anteriormente alla vasca

(F = freeboard).

In questo modo è stata scritta la seguente espressione desumibile da

“Guidel ines and Specif ications for Flood Hazard Mapping Parterns [February

2007] – D.2.8 Wave Runup and Overtopping:

q = k1 e – k2

(F /Hs

)

I parametri k1 e k2 sono stati tarati con riferimento a due eventi studiati

nelle prove in canaletta per un’onda avente periodo simile a quello della

nostra onda di progetto: T = 11,8 s.

Per tale onda (nella variante 1 alla configurazione 1) si sono registrati i

seguenti valori di tracimazione (con riferimento ad una quota del

coronamento pari a + 6,00 m slm ed un “freeboard” pari a 0,60 m)

H1/3 = 5,60 m q = 0,70 l/s/m

H1/3 = 6,10 m q = 1,02 l/s/m

per cui l ’espressione di cui sopra può essere riscritta per i due eventi

studiati come segue:

0,70 = k1 e – k2

(0 ,60 /5 ,60 )

1,02 = k1 e – k2

(0 ,60 /6 ,10 )

Risolvendo tale sistema nelle due incognite k1 e k2 si sono ottenute le

seguenti equazioni:

0,70 = k1 e – 0 ,108 k2

1,02 = k1 e – 0 ,098 k2






Risolto i l sistema si ottenendo i seguenti risultati:

k1 = 40,5

k2 = 37,6

L’espressione della portata tracimante, tarata sul nostro modello, è pertanto

la seguente

q = 40,5 e – 37 ,6 (F /Hs

) [ l /s/m], per F e Hs in m.

k1 k2

40,5 37,6 0,70 q [l/s/m] test n. 1 Hs [m] = 5,60 T [s] = 11,8 40,5 37,6 1,02 q [l/s/m] test n. 2

Hs [m] 5,50 5,50 5,50 5,50 5,50 5,50 5,50 h1 [m] 5,4 5,4 5,4 5,4 5,4 5,4 5,4 h2 [m] 6,00 6,20 6,40 6,60 6,80 7,00 7,40 F [m] 0,60 0,80 1,00 1,20 1,40 1,60 2,00 q [l/s/m] 0,6700 0,1707 0,0435 0,0111 0,0028 0,0007 0,0000

q [l/s/m]

0,0000

0,1000

0,2000

0,3000

0,4000

0,5000

0,6000

0,7000

0,8000

0,00 0,50 1,00 1,50 2,00

freeboard

port

ata

trac

iman

te l/

s/m

Sopraelevando di 1,00 m il “freeboard” e introducendo i l valore dell ’onda di

progetto al piede della diga si ott iene i l valore della portata tracimante:






q = 40,5 e – 37 ,6 (1 ,60 /5 ,50 ) = 40,5 e – 10 ,9

ovvero:

q = 0,0007 l/s/m

Con l ’ impiego del risvolto ad arco di cerchio tale valore può

ragionevolmente ritenersi ulteriormente ridotto del 45% (cfr . Cuomo, Minett i ,

Franco “Giornate di Ingegneria Cost iera, VII I ediz ione, Civ i tavecchia 2005 – pag.363),

per cui la portata tracimante durante l ’evento eccezionale con tempo di

ritorno 50 anni viene stimata pari a 0,0003 l/s/m

Con queste dimensioni le condizioni di sicurezza sono riferibil i al la seguente

figura da cui risulta:

Veicoli : sicurezza a qualunque velocità

Pedoni: umido ma confortevole

Costruzioni in banchina: nessun danno

Muri di coronamento: nessun danno

Rivestimenti: nessun danno

13)

0,0003 l/s/m






13. Regime della dinamica litoranea locale

Situazione attuale del litorale

La zona di intervento si localizza tra la foce del Fiume Roja e la

spiaggia delle Calandre, e risulta caratterizzata:

• a ponente del Fiume Roja da spiagge di sabbia protette da pennell i

artif iciali, la cui spaziatura risulta ben dimensionata rispetto alle

caratteristiche del moto ondoso incidente.

• a levante della spiaggia delle Calandre e fino al pennello esistente, da

una zona in generale, anche se modesta, erosione.

Risultati della simulazione

L’analisi è stata condotta ut i l izzando il modello descritto nello specifico

allegato C e ricavando la tendenza media evolutiva potenziale del l i torale.

Come il lustrato nella relazione n°1-5 (dell ’al legato C), i l f lusso medio annuo

risultante di sedimenti, si muove generalmente da ponente a levante, con

inversioni opposte localizzate in un alcune fasce di l i torale, e provocate

dalla rifrazione del moto ondoso sottocosta.

In genere i l f lusso medio annuo risultante di sedimenti r isulta provocato

dalle correnti l i toranee indotte dal mare regnante e dominante, proveniente

dalla traversia di l ibeccio, anche se le correnti di scirocco prevalgono in

alcune fasce di l i torale ed al di sotto della profondità di 3 metri circa.

Di ri l ievo è da sottolineare che:

• a levante del pennello esistente, le portate di trasporto solido sono

significative, a causa degli apporti del f iume Roja.






• a ponente del pennello esistente, le portate di trasporto solido sono

trascurabil i e praticamente nulle, a causa della scarsità di materiale

disponibile ad essere trasportato.

Dal confronto fra l ’alternativa zero (stato attuale) e lo stato di progetto

definito nella nuova conformazione, si perviene alla conclusione che l ’opera

in oggetto non incide sulla dinamica l itoranea e sui fenomeni di

apporto/erosione già in atto.

L’evoluzione del litorale a ponente ed a levante del nuovo porto

turistico rimane generalmente inalterata, rispetto alla tendenza

simulata per lo stato attuale.

I l molo di sopraflutto in progetto non provoca quindi alcun effetto, rispetto al

comportamento della spiaggia delle Calandre, anche nell ’eventualità di un

suo ripascimento futuro.

Lo studio della dinamica l itoranea ha espressamente messo a confronto lo

stato attuale con lo stato di progetto, in particolar modo per verif icare la

stabil i tà della spiaggia prevista a levante del porto e soprattutto per valutare

l ’ influenza dell ’opera lungo i l l i torale di ponente (spiaggia delle Calandre).

Lo studio e la metodologia di calcolo applicata dimostrano che variazioni del

moto ondoso (anche di piccola entità) non possano provocare variazioni di

spiaggia, questo sia in l inea generale sia nel nostro caso.






In particolare i l nuovo porto infatti non modifica i l regime del moto ondoso

sulla spiaggia delle Calandre e ciò è stato dimostrato nelle tavole ove sono

riportati graficamente gli andamenti dei piani d’onda.

I l modello impiegato infatti, essendo basato sul principio della rifrazione

inversa, attraverso l ' integrazione all ' indietro di ogni singola armonica che

compone lo spettro di energia del moto ondoso in un punto, riesce a tenere

conto di tutte le "coperture" derivanti dalle strutture a mare impiegate.

Per essere più precisi, partendo da un punto della maglia considerata e

situato in particolare in prossimità della spiaggia delle Calandre, ogni

singola armonica che compone lo spettro di energia del moto ondoso viene

proiettata verso mare mediante un'integrazione all ' indietro e se incontra, per

esempio la nuova diga foranea, viene fermata e non contribuisce più allo

spettro di energia del moto ondoso.

Come si può notare dai grafici (allegato C/05) non c'è differenza

apprezzabile tra i l campo di moto ondoso nello stato attuale e nello stato di

progetto.

Ciò vuol dire che la perdita di energia del moto ondoso, in particolare da

scirocco, dovuta alla presenza del nuovo molo foraneo è praticamente nulla.

Quindi l 'effetto del moto ondoso ed in particolare dello scirocco sulla

spiaggia delle Calandre è lo stesso prima e dopo l ' inserimento del molo

foraneo.

Ciò premesso, in considerazione anche della necessità di tutelare le “grotte”

escludendole dal bacino portuale è stata studiata la presente conformazione

del bacino portuale che, escludendo le grotte, porta la testata della diga

foranea non oltrepassare i l prolungamento a mare di punta della Rocca,

ottemperando pertanto alle prescrizioni emerse in sede di Comitato VIA.






Tale modifica riduttiva in termini di specchio acqueo uti l izzabile e

conseguente numero di posti barca, riverif icata all ’ interno della revisione 4

dello studio di cui all ’al legato C, consente di affermare maggiormente che

l ’evoluzione del l i torale a ponente ed a levante del nuovo porto turistico

rimane generalmente inalterata, rispetto alla tendenza simulata per lo stato

attuale.

In particolare (allegato C/05) dallo stato di confronto a 5 anni risulta che i l

molo di sopraflutto in progetto non provoca alcun effetto, rispetto al

comportamento della spiaggia delle Calandre anche nell ’eventualità di un

suo ripascimento futuro.

Inoltre dalla modellazione matematica bidimensionale del campo di velocità

indotto dal moto ondoso e dal modello di evoluzione del fondo, che tiene

conto degli apporti di materiale solido provenienti dai vicini torrenti ed in

particolare dal Fiume Roja, risulta che l ’ imboccatura non viene interessata

da fenomeni di insabbiamento garantendone sempre l ’agibil i tà.

Si riporta nella seguente pagina una tavola estratta dall ’al legato C dove si

evidenzia come a 5 anni dall ’ intervento la simulazione svolta porta ad una

situazione di indifferenza rispetto allo stato attuale, fatto salvo un accumulo

a levante sulla spiaggia.






14) Agibilità interna portuale

Le aree interne del nuovo bacino e del bacino esistente presentano canali di

manovra e cerchi di evoluzione rispondenti alle raccomandazioni AIPCN per

cui l ’agibil i tà interna portuale è sicuramente garantita.

In particolare si sono mantenuti, anche nei punti crit ici, i valori minini di

larghezze dei canali pari a 1,7 volte la lunghezza dell ’ imbarcazione più

grande che transita per i l canale realizzando nel contempo zone di rotazione

per inversione della rotta con cerchi di evoluzione compresi tra 50 e 80 m.






15) Agibilità dell’imboccatura

L’imboccatura presenta una larghezza al fondo di circa 37 m con un fondale

di profondità compresa tra -5,50 m e -6,40 m.

Tali valori r ispondono appieno alle raccomandazioni AIPCN per cui si r it iene

che l ’agibil i tà portuale sia sempre garantita anche in considerazione

dell ’area di manovra già ridossata ottenuta attraverso lo spostamento di 30

m della testata del molo di sottoflutto.

Inoltre, l ’arretramento del ponti le centrale e conseguente ridistribuzione

della f lotta in ormeggio, consente di disporre di un ampio cerchio di

evoluzione (80 m).

La definizione della forma dell ’ imboccatura è stata valutata anche

dall ’esperienza specifica del C.L.C. Comandante Andreino Giovannell i , che

viene di seguito allegata, compreso l ’elaborazione degli schizzi per la

determinazione delle ideali rotte di ingresso.






Nella revisione progettuale si è tenuto conto di quanto indicato dal

comandante Giovannell i, tarando la lunghezza del pennello in modo da

ottimizzare lo stato di agitazione residua all ’ interno del bacino portuale e in

corrispondenza dell ’ imboccatura.

.






Due esempi d i d i agi taz ione al l ’ interno del bacino portuale (per lo studio completo vedi

Al l . C/05)






16) Qualità interna delle acque

I l porto sarà dotato di tutt i gl i accorgimenti specif ici per la raccolta e

l ’al lontanamento dei reflui nel rispetto delle indicazioni del progetto

RAMOGE.

E’ previsto anche un impianto di laminazione dell ’acqua superficiale (t ipo

“Skimmer”) per la raccolta dell ’eventuale fi lm oleoso e del successivo

trattamento con tecnologie specifiche.

Con tale impianto è possibile anche creare una circolazione forzata che

determina una corrente sempre diretta in ingresso al porto, garantendo così

l ’area compresa tra i l molo di sottoflutto e la punta della Rocca,

preservando di conseguenza la qualità dell ’acqua nella zona delle grotte.

In tale zona si garantisce comunque una sufficiente circolazione che

garantisce sempre una buona ossigenazione dell ’ambiente marino.

La banchina centrale, collegata a terra da un ponte con luce di 25,00 m,

consente una naturale circolazione all ’ interno del bacino favorita anche da

due condotte dn 1000 che mettono in comunicazione lo specchio acqueo

interno con l ’esterno del bacino e posizionate in prossimità del pennello

trasversale posto alla radice.

Una particolare attenzione è stata rivolta alla qualità dell ’acqua nella zona

antistante le “grotte”.

Anche se l ’agitazione ondosa residua in tale anfratto consente un naturale

ricambio idrico ulteriormente aumentato dall ’aver ruotato i l molo di

sottoflutto, viene prevista anche una circolazione di acqua di mare mediante

la posa di una tubazione in calcestruzzo dn 800 attraversante l ’ intera

banchina a terra e tale da mettere in comunicazione la zona delle grotte con

i l mare aperto a valle della diga foranea.

In questo modo, grazie ai naturali gradienti (sia barici che termici) che si

instaurano tra la zona antistante le grotte e i l mare aperto, si sfrutteranno






naturalmente flussi circolatori di acqua che consentiranno un costante

ricambio proprio nella zona antistante le grotte.






17) Pontili di ormeggio

Con riferimento a metodologie e sistemi di posa già attuati (proget to ing.

Puppo/Rolando – Arch. A lborno - Mar ina d i San

Lorenzo gruppo CozziParodi) sono previsti

ponti l i f issi realizzati con travi

prefabbricate. Le nuove strutture

portanti sono previste in calcestruzzo

armato aventi dimensioni specificate

negli elaborati grafici allegati.

Ogni elemento di ponti le avrà

lunghezza media 10,00 ml e sarà sorretto da plinti e sostegni direttamente

appoggiati sul fondo marino, previa

bonifica e realizzazione del piano di

appoggio con spianamento in pietrisco.

E' previsto per ogni ponti le un

sovraccarico di 500 kg/m2, oltre ai

carichi permanenti; la larghezza del

ponti le sarà pari a 3,00 m.

Nel dimensionamento statico si è tenuto

conto delle sollecitazioni di ormeggio previste con tir i al le bitte calcolati

per le imbarcazioni maggiori e pari a 6

t/bitta.

L’ormeggio delle imbarcazioni verrà

completato con la posa di opportuni

corpi morti, catenarie e relative trappe,

secondo metodologie e tecniche già

ampiamente collaudate.

Lungo le travi/ponti le sono previsti due






cunicoli per l ’al loggiamento delle tubazioni di alimentazione acqua e dei

cavi di alimentazione colonnine di servizio.

La copertura dei ponti l i verrà realizzata con pagliolati in legno tipo iroko (o

similare adatto ad ambiente marino)

secondo una tipologia già collaudata in

precedenti realizzazioni portuali.

Alla radice del ponti le verrà realizzato i l

pozzetto di sezionamento delle condotte

idrauliche e i l quadro di controllo e

gestione delle utenze elettriche che

potrà essere contenuto in una aiuola di

separazione del piano banchina dal piazzale retrostante.

L’appoggio delle travi/ponti le sui plinti di

sostegno verrà realizzato con supporti in

neoprene.

Sui ponti l i verranno installate le

colonnine di erogazione dell ’energia

elettrica e dell ’acqua potabile.

Apposite colonnine di colore rosso

conterranno gli allacciamenti per le

tubazioni anti-incendio secondo le norme

VV.FF.

Vista complessiva delle t ipologie di ponti l i, colonnine anti- incendio, banchine, colonnine di distribuzione, ormeggi.






Tipologia costrut t iva del pont i le in

calcestruzzo prefabbricato con

copertura in pagl io lato di legno

afr icano.

I l pagl io lato copre i cunicol i

impiant i in cui sono al loggiat i i

cavi e let tr ic i d i al imentazione del le

colonnine e le tubazioni d i

d is tr ibuzione acqua e ant i -

incendio.

P roge t to (Puppo-A lbo rno –Gruppo

Cozz iParod i Mar ina d i S .Lo renzo)

Part icolare bi t ta di ormeggio su

pont i le. I t i rafondi del la bi t ta sono

inser i t i preventivamente nel get to

del la t rave pont i le a l momento

del la prefabbr icazione in

stabi l imento








Part icolare pozzetto di testata con

al loggiamento cavi e let tr ic i d i

serviz io al ponti le e tubazioni

idraul iche di a l imentazione

potabi le e ant i - incendio



Vista complessiva del pont i le con

ormeggi e colonnine di serviz io








I calcoli strutturali dei ponti l i saranno fornit i dai prefabbrica tori e saranno

conformi alle prescrizioni adottate per tali strutture.

Materiali

Sono previsti i seguenti materiali da costruzione: a) CALCESTRUZZO MAGRO (per sottofondazioni) Rc k > 150 Kg/cmq

b) CONGLOMERATO CEMENTIZIO Rc k > 300 Kg/cmq

(per fondazioni ed elevazioni) σ a m m ,c = 97,5 Kg/cmq

c) ACCIAIO AD ADERENZA MIGLIORATA Tipo Fe B 44 k

(orditura fondazioni ed elevazioni muri , travi) controllato in stabilimento

σamm,a = 2200 Kg/cmq Rapporti di dutti l i tà:

σy/σy,k ≤ 1 ,35

(σ t /σy) medio ≥ 1,13

in cui:

σy = tensione di snervamento di un singolo campione

σy,k = tensione caratterist ica di riferimento normativo = 4300 kg/cmq

σ t = tensione di rottura

Coefficiente di omogeneizzazione: n = 15

Normativa

Alla base del calcolo stat ico e delle verifiche di stabili tà, sarà tenuta la seguente normativa:

a) Legge 5 Novembre 1971 - n. 1086 Gazzetta Ufficiale n. 321 del 21/12/1971






"NORME PER LA DISCIPLINA DELLE OPERE DI CONGLOMERATO CEMENTIZIO ARMATO, NORMALE E PRECOMPRESSO ED A STRUTTURA METALLICA".

b) Decreto Ministeriale 9 Gennaio 1996: Suppl.Gazzetta Ufficiale n. 29 del 5/2/1996 "NORME TECNICHE PER IL CALCOLO, L'ESECUZIONE ED IL

COLLAUDO DELLE STRUTTURE IN CEMENTO ARMATO, NORMALE E PRECOMPRESSO E PER LE STRUTTURE METALLICHE".

c) Decreto Ministeriale 16 Gennaio 1996: Suppl.Gazzetta Ufficiale n. 29 del 5/2/1996 "NORME TECNICHE RELATIVE AI CRITERI GENERALI PER LA

VERIFICA DI SICUREZZA DELLE COSTRUZIONI E DEI CARICHI DEI SOVRACCARICHI”

d) Circolare 15.10.1996, n. 252 AA.GG./S.T.C.: Istruzioni per l’applicazione delle “NORME TECNICHE PER IL

CALCOLO, L’ESECUZIONE ED IL COLLAUDO DELLE OPERE IN CEMENTO ARMATO NORMALE E PRECOMPRESSO E PER LE STRUTTURE METALLICHE” di cui al Decreti Ministeriale 9.01.1996

e) Circolare 4 Luglio 1996 n. 156 AA.GG./STC.: Istruzioni per l’applicazione delle “NORME RELATIVE AI CRITERI

GENERALI PER LA VERIFICA DI SICUREZZA DELLE COSTRUZIONI E DEI CARICHI E SOVRACCARICHI ” di cui al D.M. 16.01.1996

f) Decreto Ministeriale 11 Marzo 1988: Gazzetta Ufficiale n. 127 suppl. del 1/6/1988 "NORME TECNICHE RIGUARDANTI LE INDAGINI SUI TERRENI E

SULLE ROCCE, LA STABILITA' DEI PENDII NATURALI E DELLE SCARPATE, I CRITERI GENERALI E LE PRESCRIZIONI PER LA PROGETTAZIONE, L'ESECUZIONE ED IL COLLAUDO DELLE OPERE DI SOSTEGNO DELLE TERRE E DELLE OPERE DI FONDAZIONE".






g) Circolare Ministero LL.PP. 24.09.1988 n.30483: Legge 2 Febraio 1974 n.64 Art.1 D.M. 11.03.1988 "NORME TECNICHE RIGUARDANTI LE INDAGINI SUI TERRENI E

SULLE ROCCE LA STABILITA’ DEI PENDII NATURALI E DELLE SCARPATE E LE PRESCRIZIONI PER LA PROGETTAZIONE L’ESECUZIONE ED IL COLLAUDO DELLE OPERE DI SOSTEGNO DELLE TERRE E DELLE OPERE DI FONDAZIONE PER L’APPLICAZIONE.

h) Legge 2 Febbraio 1974 n.64 Gazzetta Ufficiale n. 76 del 21.03.1974 “PROVVEDIMENTI PER LE COSTRUZIONI CON PARTICOLARI

PRESCRIZIONI PER LE ZONE SISMICHE” i) Decreto Ministeriale 16 Gennaio 1996: Suppl.Gazzetta Ufficiale n. 29 del 5/2/1996 "NORME TECNICHE PER LE COSTRUZIONI IN ZONE SISMICHE” l) Circolare Ministero LL.PP. 10.04.1997 n. 65 AA.GG. Istruzioni per l’applicazione delle “NORME TECNICHE PER LE COSTRUZIONI IN

ZONE SISMICHE” di cui al D.M. 16.01.1996

m) Decreto Ministero 27 Luglio 1982 Gazzetta Ufficiale n. 224 del 16.08.1982 “AGGIORNAMENTO DELLE ZONE SISMICHE DELLA REGIONE LIGURIA” n) Decreto Ministeriale LL.PP. 4 Maggio 1990 Gazzetta Ufficiale n. 24 del 29/01/1991

"AGGIORNAMENTO DELLE NORME TECNICHE PER LA PROGETTAZIONE, LA ESECUZIONE ED IL COLLAUDO DEI PONTI STRADALI; CRITERI GENERALI E PRESCRIZIONI TECNICHE PER LA PROGETTAZIONE, ESECUZIONE E COLLAUDO DI PONTI STRADALI”






o) Circolare Ministero dei Lavori Pubblici n. 34233 (Pres. Cons. Sup. Serv. Tecnico Centrale, 25/02/1991 LEGGE 202.1974 n.64 - Art.1. Decreto Ministeriale 4.05.1990 - “ISTRUZIONI RELATIVE ALLA NORMATIVA TECNICA DEI PONTI

STRADALI”






18) Acquedotto

I l fabbisogno idrico necessario alle attività portuali è stato così valutato:

Attività Consumo giornaliero m3/g

Posti barca 450 Strutture residenziali 100 Gallerie commerciali 75 Irrigazione 150 Utenze varie (cantiere, servizi, ecc.) 225 TOTALE 1000

I l consumo giornaliero previsto per i l periodo di massima punta è pari a

1000 m3 giorno.

Tale valore risulta coerente con i valori registrati dal monitoraggio di altre

attività portuali analoghe in esercizio da molti anni (porto Sole a Sanremo,

Marina degli Aregai a Santo Stefano al Mare) .

Per la determinazione del volume di invaso da assegnare al serbatoio di

accumulo è stato assunto i l grafico di consumo orario rappresentato dalla

f igura sottostante e dedotta dai consumi ri levati nelle citate strutture

portuali simil i.

La portata di punta oraria è pari a circa 1,8 volte la portata media e si

registra attorno alle ore 12 e alle ore 21, con punte intermedie attorno alle

ore 9.

La portata istantanea tiene conto di un coefficiente maggiorativo (1,3) che

considera la contemporaneità delle derivazioni.

Le reti di distribuzione sono state dimensionate per tali valori.

m3/g

Massima portata giornaliera m3/g 1000 Massima portata oraria m3/h 75 Massima portata istantanea m3/s 0,027 (27 l/s)






Andamento consumi

0,5

0,1 0,1 0,1

0,2

0,4

0,6

0,9

1,2

1,3

1,2

1,5

1,8

1,6

1,3

1,2

1

1,2

1,3

1,6

1,8

1,5

1,1

1

0,5

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25

Ore

And

amen

to c

onsu

mi

La derivazione costante dall ’acquedotto è pari a 11,5 l/s

A seguito di verif iche svolte con l ’Ente gestore dell ’acquedotto (AIGA) è

stata individuata la soluzione tecnica di allacciamento che prevede la

costruzione di un serbatoio interrato in quota ubicato sotto l ’area pubblica

posta a valle delle mura della città vecchia attualmente uti l izzata come

parcheggio pubblico.

La derivazione avverrà direttamente dalla conduttura comunale dn 200 e

convoglierà l ’acqua al serbatoio mediante una condotta interrata in PeAD

dn 150.

Prima dell ’ immissione in vasca è prevista l ’ installazione di un misuratore di

portata con diaframma calibrato alla portata fornita.

L’ingresso in vasca sarà regolato da valvole di chiusura che eviteranno

sprechi durante i periodi di minor richiesta e manterranno costante i l l ivello

in vasca.






Parallelamente alla vasca destinata all ’accumulo di acqua potabile e per

servizi del volume di 100 m3, è prevista una vasca da 50 m3 per uso

antincendio.

Tale vasca sarà mantenuta sempre piena e garantirà una pressione

costante sulla rete anti-incendio pari a 6 bar attuata mediante una

tubazione autonoma ed indipendente che alimenterà direttamente gli

idranti.

E’ prevista una interconnessione monodirezionale tra le due vasche in

modo che all ’occorrenza anche l ’acqua destinata ai servizi possa essere

uti l izzata per scopi antincendio.

Dal serbatoio per uso potabile e per servizi verrà realizzata una condotta

DN 110 in PeAD di alimentazione della rete interna portuale che si attuerà

in apposito pozzetto dotato di valvola di intercettazione.

Le vasche saranno dotate di scarico di fondo e troppo pieno direttamente

canalizzate nelle condotte di scarico acque bianche convoglianti in mare.

Nel caso la portata derivabile dall ’acquedotto AIGA non coprisse l ’ intero

fabbisogno nei periodi di punta si procederà alla realizzazione di un

allacciamento secondario con la società AMAIE (acquedotto del Roja) che

ha già dato ampia disponibil i tà all ’al lacciamento.






19) Acque reflue

Conformemente alle indicazioni contenute nel progetto di Gestione

Ambientale dei Porti Turistici, inquadrato nell ’accordo RAMOGE, i l porto

prevede la realizzazione di una rete interna di raccolta dei reflui

caratterizzata da punti di svuotamento dei serbatoi di contenimento delle

acque reflue delle imbarcazioni.

Gli interventi di svuotamento saranno assicurati tramite un servizio gestito

dal personale portuale che uti l izzerà un sistema misto pompa

mobile/pompa fissa con scarico nella rete di raccolta principale in idonei

pozzetti o punti di scarico.

Sono previsti anche sistemi di raccolta e svuotamento delle acque di

sentina e gli ol i i esausti; i punti di svuotamento sono collocati in prossimità

dell ’ impianto di distr ibuzione carburante.

La rete principale di raccolta delle acque nere all ’ interno del porto

convoglierà i reflui ad un impianto di sollevamento, dimensionato anche

per ricevere le acque reflue di tutto i l comprensorio portuale.

Tale impianto prevede la realizzazione di una vasca in cemento armato del

volume di circa 40 m3 adeguatamente impermeabil izzata tramite la posa in

opera di vernice epossidica atta a garantirne la perfetta tenuta.

La vasca sarà accessibile mediante chiusini in ghisa sferoidale a perfetta

tenuta. Si prevede anche la raccolta delle acque di prima pioggia del

piazzale.

A monte dell ’ impianto verrà realizzato un pozzetto per alloggiamento by-

pass che, in caso di disservizio permetterà di scaricare i reflui attraverso

una tubazione dn 400 in acciaio, oltre la diga foranea, a ponente del

pennello trasversale.

L’impianto sarà dotato di adeguato valvolame e relativa tubazione di

mandata in PEAD DN 200 PN 6 e sarà equipaggiato con due elettropompe

sommerse aventi portata 20 l/s prevalenza totale 7 m compreso i l






basamento con curva, i l tubo guida in acciaio zinacato DN 50, la catena in

acciaio zincato con gri l lo e ogni altro onere, controllate da idoneo

impianto elettrico a norma.

Si prevede inoltre di dotare l ’ impianto di un miscelatore sommerso atto al

rimescolamento dei l iquami.

I l iquami sollevati verranno convogliati al collettore comunale posto lungo

Corso Marconi e scaricati in un apposito pozzetto di espansione.

E’ previsto i l r i facimento dell ’ intero collettore comunale con tubazione dn

300 fino all ’ impianto di sollevamento esistente in sponda destra del f iume

Roja.

L’impianto di sollevamento è in grado di convogliare anche tutti gl i scarichi

fognari del versante che saranno opportunamente canalizzati, compreso

quell i degli edif ici immediatamente confinanti con l ’area portuale.

Per quanto riguarda la raccolta dei reflui all ’ interno del bacino portuale è

previsto un impianto di aspirazione e trattamento per acque di sentina ed

Acque Nere predisposto per i l successivo scarico nell ’ impianto fognario a

servizio dell ’area cantiere e degli ormeggi, composto da:

1. un gruppo di aspirazione ad alto vuoto continuativo per aspirazione

domicil iata delle acque nere costituito da 2 pompe ad anello t ipo Jets

serie 25 Elivac. Portate in aspirazione 200 – 300 l itr i /min con 0,7 bar

di depressione; l ’al imentazione prevista a 380 V. L’operatività sarà

effettuata a mezzo “vacuostati” (le l inee di aspirazione sono sempre

in depressione e per avviare le operazione di recupero reflui é

sufficiente intervenire sulle valvole poste sui terminali di

aspirazione);

2. un sistema di trattamento per le acque nere aspirate provvisto di un

gruppo di dosaggio di ipoclorito di sodio per la disinfezione del

chiarif icato, composto da un serbatoio da 60 l itr i in PEAD e da una

pompa dosatrice elettromagnetica a membrana completa di

interruttore di l ivello per la protezione contro la marcia a secco;






3. un gruppo di aspirazione ad alto vuoto continuativo per aspirazione

delle acque di sentina costituito da una pompa ad anello l iquido tipo

Jets serie 25 Elivac.

In questa impostazione i l trattamento delle acque di sentina verrà

effettuato dall ’ impianto di trattamento delle acque di carenagggio

riversando le acque di sentina recuperate nella vasca di accumulo

prevista. L’impianto sarà completato da:

1. un quadro di controllo gruppo di aspirazione e fasi trattamento: per

gestione impianto con utenze remotabil i e possibil i tà interfaccia con

quadro sinottico di gestione impianto con alimentazione 380V – 50

HZ;

2. una colonnina di aspirazione in AISI 316L provvista di: 2 manichette

in PVC spiralato in acciaio AISI 316 per l ’aspirazione delle acque di

sentubam e dekke acqye bere e 2 kit raccordi ISO per collegamento

su imbarcazione;

3. 2 impianti di Aspirazione e Trattamento per Acque Nere, predisposti

per scarico in impianto fognario per asservimento area banchina di

riva e molo sopraflutto, composti da: un gruppo di aspirazione ad alto

vuoto continuativo per aspirazione domicil iata delle acque nere.

Modalità di funzionamento del vuoto continuativo: una volta avviata l ’unità,

i l gruppo di aspirazione manterrà costantemente in depressione ( -0,7 bar)

tutte le l inee di aspirazione. In questo tipo di modalità l ’operazione di

aspirazione verrà eseguita semplicemente aprendo la valvola di sicurezza

posta sui terminali di aspirazione con tempi di innesco null i e senza la

necessità di assistenza alcuna da parte di operatori;

Dettagli Stesura Tubature di Aspirazione : l inee di aspirazione in

polieti lene termosaldato adatte ad un grado di vuoto da -0,7 bar. Al f ine di

agevolare le operazioni di aspirazione sono previste apposite “Tasche di

Trasferimento” sulle l inee di aspirazione principali poste ad una distanza di






25 m l’una dall ’altra; le suddette tasche saranno installate anche prima

delle curve a 90° e delle eventuali diramazioni secondarie.

Descrizione generale del sistema: l ’ impianto é costituito da un chimico-

f isico modif icato con integrazione di una unità KPS. L’impianto sarà

dimensionato per trattare una portata di refluo pari a 2 m3/h.

I l KPS, che sarà realizzato in acciaio al carbonio verniciato con

epossicatrame, verrà posizionato a monte dell ’ impianto di trattamento

chimico fisico, con installazione su di unico telaio e a flussi incrociati, al

f ine di ridurre al massimo gli ingombri totali dell ’ impianto, le cui dimensioni

preliminari (chimico f isico più KPS) sono di 2500 mm (larghezza) x 3000

mm (lunghezza) x 1800 mm (altezza) per l ’ impianto da 2 m3/h.

L’alimentazione all ’ impianto verrà garantita da una pompa, dotata di

variatore di giri manuale, che preleverà i l refluo non trattato da una vasca

di accumulo. La vasca di accumulo avrà un volume tale da garantire i l

trattamento a norma di legge di eventuali eccessi di f lusso dovuto alle

acque di prima pioggia rispetto al f lusso normale del carenaggio.

Un misuratore di portata locale installato sulla mandata della pompa di

alimentazione permetterà di regolare manualmente la portata al valore

richiesto. L’acqua uscente dal KPS verrà inviata, per caduta, all ’ impianto

chimico fisico.

Impianto Chimico-Fisico: L’impianto é costituito essenzialmente da tre

comparti: comparto di neutralizzazione/coagulazione (dove si aggiungono

soda caustica e coagulante), comparto di f locculazione dove si aggiunge

flocculante (polielettrolita) e infine vasca di sedimentazione.

Nel primo comparto la miscelazione della soda e del coagulante avviene

mediante agitatore veloce e i l tempo di detenzione é di circa 1 minuto.

Nel secondo comparto la miscelazione del polielettrolita avviene mediante

agitatore lento e i l tempo di detenzione é di circa 30 minuti.

Nel terzo comparto avviene la sedimentazione del fango. I l tempo di

detenzione nel sedimentatore é di circa 2 ore.






I fanghi prodotti nel chimico-fisico, raccolti sul fondo del sedimentatore,

sono estratt i ad intervall i regolari di tempo ed inviati ad un sistema di

drenaggio fanghi del t ipo a sacchi (costituito da sacchi realizzati in tessuto

- non tessuto) dove i l fango viene trattenuto, e l ’acqua percola attraverso i l

sacco, é convogliata in un bacino di raccolta.

I l dosaggio dei prodotti chimici avverrà mediante stazioni di dosaggio

costituite da serbatoio in polieti lene da 60 l, pompa di dosaggio di PVC

(tipo membrana o peristalt ica).

L’impianto é del t ipo pre-assemblato, completo di struttura in acciaio al

carbonio (Fe 360B o equivalente) verniciata internamente con vernice

antiacida ed esternamente con vernice epossidica o poliuretanica, pompa

di estrazione fanghi (t ipo monovite in ghisa), pompa di estrazione acqua

trattata (t ipo orizzontale monoblocco in AISI 304) e di quadro elettrico e di

controllo locale.

Sul sistema è previsto i l montaggio di:

1. Livellostati nella vasca di raccolta dell ’acqua (per protezione marcia

a secco della pompa di estrazione e avvio/fermata del sistema);

2. pHmetro di controllo per i l dosaggio della soda caustica.

L’impianto sarà montato su un unico telaio, completo di quadro elettrico di

potenza e controllo.

L’acqua chiarif icata uscente dal sistema chimico fisico viene pompata ed

inviata ad un fi l tro a carbone attivo che consentirà la rimozione delle

sostanze inquinanti eventualmente non eliminate nella precedente sezione.

I l l iquido che defluirà in pressione dal f i l tro a carboni attivi potrà essere

uti l izzato come acqua tecnica. Posizionando una valvola di

contropressione nel tratto di tubazione successiva al f i l tro si può

mantenere in pressione parte della tubazione in modo da avere utenze

pronte per l ’uso per esempio idropulitr ici.

In questo caso viene consigliato l ’uti l izzo di autoclave che servirà come

accumulo per le operazioni.

Relazione Tecnica - Comune di Ventimiglia (IM) · Comune di Ventimiglia Progetto definitivo per la...

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