ALLEGATO G -RELAZIONE DIMENSIONAMENTO OPERE DI CONTENIMENTO

(1)

COMUNE DI BUGGERRU

INTERVENTI DI MESSA IN SICUREZZA DELLE DISCARICHE PRESENTI IN PROSSIMITÀ DELLA SPIAGGIA DI BUGGERRU E MESSA IN SICUREZZA PERMANENTE DELLE

VECCHIE DIGHE STERILI A RIDOSSO DELL’AREA PORTUALE PROGETTO DEFINITIVO

ALLEGATO G -RELAZIONE DIMENSIONAMENTO OPERE DI CONTENIMENTO

S SDDGG S

Sttuuddiioo DDii GGeeoollooggiiaa

DoDotttt.. GGeeooll.. FFrraannccoo CChheerrcchhii ViViaa MMaallppiigghhii nn 11 –– IIgglleessiiaass TeTell 007788112244000099

e

e--mmaaiill ffrraannccoocchheerrcchhii22001155@@ggmmaaiill..ccoomm

S SDDII S

Sttuuddiioo DDi i IInnggeeggnneerriiaa

DoDotttt.. IInngg.. SSaallvvaattoorree AAnnggeelloo FFiigguuss ViViaa GGiiuussttii nn 1100 –– IIgglleessiiaass TeTell 0077881111998866225500

e

e--mmaaiill aannggeelloo..ffiigguuss@@ggmmaaiill..ccoomm

OTTOBRE 2018

(2)

INDICE

1 - PREMESSA ... 3

2 - DIMENSIONAMENTO DEL MURO DI SOSTEGNO - ANALISI DELLA PARATIA ... 3

2.1 - Calcolo delle spinte. ... 4

2.2 - Calcolo della spinta attiva... 4

2.3 - Carico uniforme sul terrapieno ... 4

2.4 - Striscia di carico su pc inclinato ... 5

2.5 - Striscia di carico ortogonale al piano di azione ... 5

2.6 - Striscia di carico tangenziale al p.c. ... 5

2.7 - Linee di carico sul terrapieno ... 6

2.8 - Spinta in presenza di falda acquifera ... 6

2.9 - Effetto dovuto alla presenza di coesione ... 7

2.10 - Sisma ... 7

2.11 - Resistenza passiva ... 8

2.12 - Metodo degli elementi finiti (fem) ... 9

2.13 - Calcolo del modulo di rigidezza Ks del terreno ... 9

2.14 - Sifonamento ... 10

2.15 - Verifica di sollevamento del fondo scavo. ... 10

2.16 - Verifica delle sezioni e calcolo armature ... 11

3 - DIMENSIONAMENTO DELLA SCOGLIERA ... 23

(3)

1 - PREMESSA

Le opere di seguito descritte sono funzionali alla protezione del piede della discarica di tout venant ubicata a ridosso della spiaggia.

Infatti la discarica, non essendo dotata di alcun presidio di protezione alla base, è soggetta all’erosione del piede in occasione di intense mareggiate, le quali asportano importanti quantità di materiali che determinano l’arretramento del piede, l’instabilità del corpo discarica e progressivi rotolamenti di detriti.

Al fine di eliminare tali fenomeni il progetto prevede la realizzazione di un muro di contenimento alla base della discarica ancorato alla roccia affiorante e una scogliera in massi naturali realizzata a ridosso del muro di contenimento, al fine di limitare gli effetti negativi del moto ondoso.

2 - DIMENSIONAMENTO DEL SOSTEGNO - ANALISI DELLA PARATIA

Per la stabilizzazione del piede del corpo discarica è stata prevista la realizzazione di una paratia in calcestruzzo armato.

Schema della paratia

I parametri (in termini di proprietà del terreno) di cui si deve disporre per effettuare l’analisi sono i seguenti:

 angolo di attrito interno del terreno;

 coesione del terreno;

 peso dell’unità di volume del terreno;

 angolo di attrito tra il terreno ed il materiale che costituisce l’opera.

(4)

2.1 - Calcolo delle spinte.

Come accennato in uno dei paragrafi precedenti, deve in ogni caso essere effettuato il calcolo della spinta attiva e passiva. Si espone quindi in questa sezione il calcolo delle spinte con il metodo di Coulomb.

2.2 - Calcolo della spinta attiva.

La spinta attiva può essere calcolata con il metodo di Coulomb o alternativamente utilizzando la Teoria di Caquot.

Metodo di Coulomb.

Il metodo di Coulomb è capace di tenere in conto le variabili più significative, soprattutto con riguardo al fenomeno attritivo che si genera all’interfaccia paratia-terreno. Per terreno omogeneo ed asciutto il diagramma delle pressioni si presenta lineare con distribuzione (valutata alla profondità z):

z k ) z

(

_a _t

h

   



La spinta totale, che è l’integrale della relazione precedente su tutta l’altezza, è applicata ad 1/3 di H e si calcola con la seguente espressione:

t 2 a

t

k H

2 ) 1 z (

S    

Avendo indicato con ka il valore del coefficiente di pressione attiva, determinabile con la seguente relazione:

 

     

   

 



 





















 





 































 















 

Breslau Muller

ondo sec ) (

con

sin sin

sin 1 sin

sin sin

k sin

₂

2

2 a



t = Peso unità di volume del terreno;



Inclinazione della parete interna rispetto al piano orizzontale passante per il piede;



Angolo di resistenza al taglio del terreno;



Angolo di attrito terreno-paratia positivo se antiorario;



Inclinazione del piano campagna rispetto al piano orizzontale positiva se antioraria

2.3 - Carico uniforme sul terrapieno

Un carico Q, uniformemente distribuito sul piano campagna induce delle pressioni costanti pari:

(5)

) H sin(

) Q sin(

k

S

_q _a









 





Con punto di applicazione ad H/2 (essendo la distribuzione delle tensioni costante). Nelle precedenti formule i simboli hanno il seguente significato:





Inclinazione del piano campagna rispetto al piano orizzontale positiva se antioraria;

ka= Coefficiente di pressione attiva calcolato al paragrafo precedente;

2.4 - Striscia di carico su pc inclinato

Il carico agente viene decomposto in un carico ortogonale ed in uno tangenziale al terrapieno, le pressioni indotte sulla parete saranno calcolate come illustrato nei due paragrafi che seguono.

2.5 - Striscia di carico ortogonale al piano di azione

Un carico ripartito in modo parziale di ascissa iniziale x1 ed ascissa finale x2 genera un diagramma di pressioni sulla parete i cui valori sono stati determinati secondo la formulazione di Terzaghi, che esprime la pressione alla generica profondità z come segue:

) A 2 ( 2 ) Q z

q

(      



B 2

Q

xz

  



Con:



A=sen(-sen(

B=cos(-cos(

arctg(z/x1)

arctg(z/x2)

Per integrazione si otterrà la risultante ed il relativo braccio.

2.6 - Striscia di carico tangenziale al p.c.

) E 2 D ( 2

t

x

   



T= Intensità del carico [F/L²]

D= 4·log[sen



^sen



E= sen²



^-sen²



(6)



2.7 - Linee di carico sul terrapieno

Le linee di carico generano un incremento di pressioni sulla parete che secondo BOUSSINESQ, alla profondità z, possono essere espresse come segue:

2 2 2 x 2

) z x ( z x

V ) 2

z , x

(      



2 2 2 xz 2

) z x ( z x

V ) 2

z , x

(      



Dove i simboli hanno il seguente significato:

V= Intensità del carico espessa in [F/L];

X= Distanza, in proiezione orizzontale, del punto di applicazione del carico dalla parete;

Se il piano di azione è inclinato di  viene ruotato il sistema di riferimento xz in XZ, attraverso la seguente trasformazione:

 



























) sin(

x ) cos(

z Z

) sin(

z ) cos(

x X

2.8 - Spinta in presenza di falda acquifera

La falda con superficie distante Hw dalla base della struttura, induce delle pressioni idrostatiche normali alla parete che, alla profondità z sono espresse come segue:

z )

z (

u  

_w



La spinta idrostatica totale si ottiene per integrazione su tutta l’altezza della relazione precedente:

w 2

w

H

2 S  1  

Avendo indicato con H l’altezza totale di spinta e con



w il peso dell’unità di volume dell’acqua. La spinta del terreno immerso si ottiene sostituendo



_{t con}



_{'t (}



_{'t =}



_{saturo -}



w), peso specifico del materiale immerso in acqua. In condizioni sismiche la sovraspinta esercitata dall'acqua viene valutata nel seguente modo:

C 12 H

S

_w

 7 

_w



_w²





applicata a 2/3 dell'altezza della falda Hw [Matsuo O'Hara (1960) Geotecnica , R. Lancellotta]

(7)

2.9 - Effetto dovuto alla presenza di coesione

La coesione induce delle pressioni negative costanti pari a:

a

c

k

c P   2 

Non essendo possibile stabilire a priori quale sia il decremento indotto della spinta per effetto della coesione. E' stata calcolate l'altezza critica Zc come segue:

 

 



 





 



 







 

 











 

 

 

t t c

sin Q sin

ka c Z 2

Q = Carico agente sul terrapieno eventualmente presente;



t = Peso unità di volume del terreno;





Inclinazione del piano campagna rispetto al piano orizzontale positiva se antioraria;

C= Coesione del materiale;

ka= Coefficiente di pressione attiva, come calcolato ai passi precedenti.

Nel caso in cui si verifichi la circostanza che la Zc, calcolata con la formula precedente, sia minore di zero è possibile sovrapporre direttamente gli effetti dei diagrammi, imponendo un decremento al diagramma di spinta originario valutato come segue:

H P S

_c



_c



Dove si è indicata con il simbolo H l’altezza totale di spinta.

2.10 - Sisma

Spinta attiva in condizioni sismiche

In presenza di sisma la forza di calcolo esercitata dal terrapieno sulla parete è data da:



_v



² _ws _wd

d

1 k KH E E

2 E  1     

H= altezza di scavo;

kv= coefficiente sismico verticale;



peso per unità di volume del terreno,

K= coefficienti di spinta attiva totale (statico + dinamico) (vedi Mononobe & Okabe), Ews= spinta idrostatica dell’acqua;

Ewd= spinta idrodinamica.

(8)

Per terreni impermeabili la spinta idrodinamica Ewd = 0, ma viene effettuata una correzione sulla valutazione dell’angolo  della formula di Mononobe & Okabe così come di seguito:

v h w sat

sat

k 1 tg k

 





 



Nei terreni ad elevata permeabilità in condizioni dinamiche continua a valere la correzione di cui sopra, ma la spinta idrodinamica assume la seguente espressione:

w 2 h

wd k H'

12

E  7 

Con H’ altezza del livello di falda (riportata nella sezione relativa al calcolo della spinta idrostatica).

2.11 - Resistenza passiva

Anche per il calcolo della resistenza passiva si possono utilizzare i due metodi usati nel calcolo della pressione allo stato limite attivo (metodo di Coulomb).

Metodo di Coulomb

Per terreno omogeneo il diagramma delle pressioni in condizioni di stato limite passivo risulta lineare con legge del tipo del tipo:

z k ) z

(

_p _t

p

   



Ancora una volta integrando la precedente relazione sull’altezza di spinta (che per le paratie deve essere valutata attentamente) si ottiene la spinta passiva totale:

t 2 p

t

k H

2 S  1   

Avendo indicato al solito con H l’altezza di spinta, gt il peso dell’unità di volume di terreno e con kp il coefficiente di pressione passiva (in condizioni di stato limite passivo). Il valore di questo coefficiente è determinato con la seguente formula:

 

     

   

































































 

















 

Breslau Muller

ondo sec con

sin sin

sin 1 sin

sin sin

k sin ₂

2

2 p

con valori limite pari a:



(Muller-Breslau).

(9)

Metodo degli elementi finiti (fem)

Il metodo degli elementi finiti è il metodo che più di tutti si fonda su basi teoriche solide e razionali. Di fatti tutto il metodo presuppone che il problema sia affrontato tenendo in conto sia l’aspetto statico (e quindi l’equilibrio del problema, sia l’aspetto cinematica (e quindi la congruenza degli spostamenti o meglio delle deformazioni). In questo approccio la paratia è modellata come un insieme di travi, con vincolo di continuità tra loro (elementi beam) vincolati al terreno mediante molle elastiche, la cui rigidezza è valutata in funzione delle proprietà elastiche del terreno. Nella figura che segue è mostrato schematicamente il modello utilizzato per l’analisi ad elementi finiti:

Schematizzazione della paratia ad elementi finiti

Vari aspetti hanno importanza centrale in questo metodo di calcolo. Si riportano nel seguito gli aspetti essenziali.

2.12 - Calcolo del modulo di rigidezza Ks del terreno

Come già detto in precedenza, il terreno viene schematizzato con delle molle di rigidezza Ks applicate sui nodi dei conci compresi tra il nodo di fondo scavo e l'estremità di infissione. La stima della rigidezza Ks è stata effettuata sulla base della capacità portante delle fondazioni secondo la seguente formula:

s n

s

B z

A ks   

As = costante, calcolata come segue As=C·(c·Nc+0.5·G·B·Ng);

Bs = coefficiente funzione della profondità Bs=C·G·Nq;

Z = Profondità in esame;

C = 40 nel sistema internazionale SI;

n =



·tan



(10)

Nq = exp[n· (tan²(45° +



Nc = (Nq-1) ·cot



Ng = 1.5· (Nq-1) ·tan



2.13 - Sifonamento

Il sifonamento è un fenomeno che in una fase iniziale si localizza al piede della paratia, e poi rapidamente si estende nell'intorno del volume resistente. Si verifica quando, per una elevata pressione idrodinamica o di infiltrazione, si annullano le pressioni passive efficaci, con la conseguente perdita di resistenza del terreno. Si assume di norma un fattore di sicurezza F_sif = 3.5-4 Indicando con:

ic = Gradiente Idraulico critico;

ie = Gradiente Idraulico in condizioni di esercizio;

Il margine di sicurezza è definito come rapporto tra ic ed ie, se ie <ic la paratie è stabile.

2.14 - Verifica di sollevamento del fondo scavo.

Nel caso di un diaframma infisso nel terreno, la presenza della falda in posizioni tali da innescare un moto di filtrazione comporta l’instaurarsi di una forza di filtrazione che, se diretta verso l’alto, può annullare il peso del terreno il quale, in assenza di coesione, può essere trascinato dal flusso dell’acqua e compromettere la stabilità dell’opera. Il fenomeno della stabilità del fondo scavo, analogo a quello del sifonamento, è stato affrontato per la prima volta da Terzaghi (1943). A differenza del sifonamento, che è un fenomeno localizzato nel punto di sbocco della prima linea di flusso, quello del sollevamento del fondo scavo si estende per una profondità pari a quella d’infissione della paratia per una larghezza pari a metà di tale infissione.

(11)

D 2 H

H D

i

_E

H

^c

 



Da cui si ottiene:

D 2 H

D H

_c

H



 

La forza di filtrazione Sw che tende a sollevare il blocco di terreno coinvolto è pari a:

2 H D

S

_w



_c

 

_w



Le condizioni limite di stabilità vengono raggiunte quando Sw uguaglia il peso efficace del blocco, pertanto il fattore di sicurezza a sollevamento del fondo scavo si definisce come il rapporto tra il peso efficace del blocco e la forza di filtrazione:

w w c

w c

s

H

D ' 2 H D

2 ' D S

' F W





 







 



2.15 - Verifica delle sezioni e calcolo armature

Il calcolo delle armature e le verifiche a presso-flessione e taglio della paratia soggetta alle sollecitazioni N, M e T, si effettuano sulla sezione maggiormente sollecitata. Le sollecitazioni di calcolo sono ottenute come prodotto tra le sollecitazioni ottenute con un calcolo a metro lineare e l’interasse tra i pali (o larghezza dei setti se la paratia è costituita da setto):

i T T i M M i N

N

_d

 '  ;

_d

 '  ;

_d

 ' 

Dove M', M', T' rappresentano il momento il taglio e lo sforzo normale relativi ad una striscia unitaria di calcolo mentre i è l’interasse tra i pali per paratia costituita da pali o micropali (o larghezza setti per paratia costituita da setti).

Archivio materiali Conglomerati

Nr. Classe

calcestruzzo

fck,cubi [MPa]

Ec [MPa]

fck [MPa]

fcd [MPa]

fctd [MPa]

fctm [MPa]

1 C20/25 25 29960 20 11.33 1.03 2.21

2 C25/30 30 31470 25 14.16 1.19 2.56

3 C28/35 35 32300 28 15.86 1.28 2.76

4 C40/50 50 35220 40 19.83 1.49 3.2

Acciai:

Nr. Classe acciaio

Es [MPa]

fyk [MPa]

fyd [MPa]

ftk [MPa]

ftd [MPa]

ep_tk epd_ult ß1*ß2 in. ß1*ß2 fin.

1 B450C 200000 450 391.3 540 391.3 .075 .0675 1 0.5

2 B450C* 200000 450 391.3 540 450 .05 .04 1 0.5

3 S235H 210000 235 204.35 360 204.35 0.05 0.04 1 0.5

4 S275H 210000 275 239.13 430 239.13 0.05 0.04 1 0.5

5 S355H 210000 355 308.7 510 308.7 0.05 0.04 1 0.5

6 C1860 200205 1600 1116 1860 1116 0.05 0.04 1 0.5

(12)

GEOMETRIA SEZIONE

Sezione Rettangolare

Calcestruzzo C25/30

Acciaio B450C

Nome DIAFRAMMA SPESSORE 50

Sez. rett. B=0.5 H=1 m

Dati generali FEM

Massimo spostamento lineare terreno 1.5 cm

Fattore tolleranza spostamento 0.03 cm

Tipo analisi Lineare

Massimo numero di iterazioni 10

Fattore riduzione molla fondo scavo 1

Profondità infissione iniziale 2.5 m

Incremento profondità infissione 0.2 m

Numero di elementi 36

Numero nodo di fondo scavo 16

Stratigrafia Fase: 1

Nr. Peso specific

o [kN/m³]

Peso specific o saturo [kN/m³]

Coesion e [kN/m²]

Angolo attrito

[°]

O.C.R. Modulo edometr

ico [kN/m²]

Attrito terra muro monte [°]

Attrito terra muro valle [°]

Spessor e [m]

Inclinazi one

[°]

Descrizi one

1 19.0 21.0 0.0 38.0 1.0 88259.0 25.33 25.33 0.5 0.0 Ghiaia 2 19.0 21.0 0.0 36.0 1.0 49033.0 24.0 24.0 10.0 0.0 Sabbia o

sabbia limosa densa

Fase: 2

Nr. Peso specific

o [kN/m³]

Peso specific o saturo [kN/m³]

Coesion e [kN/m²]

Angolo attrito

[°]

O.C.R. Modulo edometr

ico [kN/m²]

Attrito terra muro monte [°]

Attrito terra muro valle [°]

Spessor e [m]

Inclinazi one

[°]

Descrizi one

1 19.0 21.0 0.0 38.0 1.0 88259.0 25.33 25.33 0.5 0.0 Ghiaia 2 19.0 21.0 0.0 36.0 1.0 49033.0 24.0 24.0 10.0 0.0 Sabbia o

sabbia limosa densa

Carichi

(13)

Analisi Paratia Metodo calcolo: FEM

Profondità massima di infissione 2.5 [m]

Fase: 1 Analisi geotecnica Fase: 1 - Combinazione: 1

Altezza scavo 0.5 [m]

Tipo: S.L.E. [GEO-STR]

Nome: A2+M2+R1

Coefficienti sismici: Kh = 0, Kv = 0

Coefficienti parziali azioni

Nr. Azioni Fattori combinazione

1 Peso proprio 1

2 Spinta terreno 1.3

3 Spinta falda 1.3

4 Spinta sismica x 1.3

5 Spinta sismica y 1

6 CARICO SU BERMA 0

Coefficienti parziali terreno

Nr. Parametro Coefficienti parziali

1 Tangente angolo resistenza taglio 1.25

2 Coesione efficace 1.25

3 Resistenza non drenata 1.4

4 Peso unità volume 1

5 Angolo di attrito terra parete 1

Coefficienti resistenze capacità portante verticale

Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze

1 Punta 1

2 Laterale compressione 1

3 Totale 1

4 Laterale trazione 1

5 Orizzontale 1

Profondità di infissione 3.00 [m]

Pressione massima terreno 8.65 [kPa]

Momento massimo 1.23 [kNm/m]

Taglio massimo 2.03 [KN/m]

Sollecitazioni Z [m]

Pressioni totali terreno

[kPa]

Sforzo normale [kN/m]

Momento [kNm/m]

Taglio [kN/m]

Spostamento [cm]

Modulo reazione [kN/m³]

0.07 1.23 0.82 0.00 0.01 0.0104 --

0.13 2.47 1.63 -0.01 -0.27 0.0101 --

0.20 3.71 2.45 -0.03 -0.45 0.0098 --

0.27 4.94 3.27 -0.06 -0.89 0.0094 --

0.33 6.17 5.09 -0.12 -1.21 0.0091 --

0.40 7.41 5.90 -0.20 -1.66 0.0088 --

0.47 8.65 6.72 -0.31 -2.03 0.0085 45475.46

0.53 -- 7.54 -0.45 -1.89 0.0082 40088.32

0.60 -3.17 8.35 -0.57 -1.64 0.0079 40088.32

(14)

0.67 -3.05 9.17 -0.69 -1.47 0.0076 40088.32

0.73 -2.93 9.99 -0.79 -1.28 0.0073 40088.32

0.80 -2.80 10.81 -0.87 -1.20 0.0070 40088.32

0.87 -2.68 11.62 -0.95 -1.12 0.0067 40088.32

0.93 -2.56 12.44 -1.02 -1.00 0.0064 40088.32

1.00 -2.44 13.26 -1.09 -0.65 0.0061 40088.32

1.12 -2.23 14.72 -1.17 -0.39 0.0056 40088.32

1.24 -2.02 16.18 -1.21 -0.16 0.0050 40088.32

1.36 -1.81 17.64 -1.23 0.05 0.0045 40088.32

1.48 -1.60 19.10 -1.23 0.23 0.0040 40088.32

1.60 -1.39 20.55 -1.20 0.39 0.0035 40088.32

1.71 -1.19 22.01 -1.16 0.53 0.0030 40088.32

1.83 -0.99 23.47 -1.09 0.64 0.0025 40088.32

1.95 -0.79 24.93 -1.02 0.73 0.0020 40088.32

2.07 -0.59 26.39 -0.93 0.80 0.0015 40088.32

2.19 -0.40 27.85 -0.83 0.85 0.0010 40088.32

2.31 -0.20 29.31 -0.73 0.87 0.0005 40088.32

2.43 -0.01 30.77 -0.63 0.87 0.0000 40088.32

2.55 0.18 32.23 -0.52 0.85 -0.0005 40088.32

2.67 0.37 33.69 -0.42 0.81 -0.0009 40088.32

2.79 0.56 35.15 -0.33 0.74 -0.0014 40088.32

2.90 0.75 36.61 -0.24 0.66 -0.0019 40088.32

3.02 0.94 38.07 -0.16 0.55 -0.0024 40088.32

3.14 1.13 39.53 -0.09 0.41 -0.0028 40088.32

3.26 1.32 40.99 -0.04 0.27 -0.0033 40088.32

3.38 1.51 42.44 -0.01 0.10 -0.0038 40088.32

(15)

Fase: 2 Analisi geotecnica Fase: 2 - Combinazione: 1

Altezza scavo 1 [m]

Tipo: S.L.U. [GEO-STR]

Nome: A2+M2+R1

Coefficienti sismici: Kh = 0, Kv = 0

Coefficienti parziali azioni

Nr. Azioni Fattori combinazione

1 Peso proprio 1

2 Spinta terreno 1.3

3 Spinta falda 1.3

4 Spinta sismica x 1.3

5 Spinta sismica y 1

Coefficienti parziali terreno

Nr. Parametro Coefficienti parziali

1 Tangente angolo resistenza taglio 1.25

2 Coesione efficace 1.25

3 Resistenza non drenata 1.4

4 Peso unità volume 1

5 Angolo di attrito terra parete 1

Coefficienti resistenze capacità portante verticale

Nr. Capacità portante Coefficienti resistenze

1 Punta 1

2 Laterale compressione 1

3 Totale 1

4 Laterale trazione 1

5 Orizzontale 1

Profondità di infissione 2.50 [m]

Pressione massima terreno 13.95 [kPa]

Momento massimo 5.17 [kNm/m]

Taglio massimo 7.20 [KN/m]

Sollecitazioni Z

[m] Pressioni totali terreno

[kPa]

Sforzo normale

[kN/m] Momento

[kNm/m] Taglio

[kN/m] Spostamento

[cm] Modulo

reazione [kN/m³]

0.07 1.23 0.82 0.00 -0.05 0.0670 --

0.13 2.47 1.63 -0.02 0.07 0.0652 --

0.20 3.71 2.45 0.00 -0.81 0.0633 --

0.27 4.94 3.27 -0.07 -0.71 0.0615 --

0.33 6.17 5.09 -0.12 -1.24 0.0597 --

0.40 7.41 5.90 -0.18 -2.01 0.0578 --

0.47 8.65 6.72 -0.32 -2.24 0.0560 --

0.53 9.43 7.54 -0.47 -2.78 0.0541 --

0.60 9.76 8.35 -0.67 -3.23 0.0523 --

0.67 10.10 10.17 -0.92 -3.92 0.0505 --

0.73 10.43 10.99 -1.19 -4.77 0.0486 --

0.80 10.76 11.81 -1.52 -5.82 0.0468 --

0.87 11.10 13.62 -1.89 -6.55 0.0450 --

(16)

0.93 11.43 14.44 -2.31 -7.20 0.0431 --

1.00 11.76 15.26 -2.80 -7.15 0.0413 40088.32

1.12 -- 17.72 -3.66 -5.40 0.0380 40088.32

1.24 -13.95 20.18 -4.30 -3.82 0.0348 40088.32

1.36 -12.66 21.64 -4.76 -2.40 0.0316 40088.32

1.48 -11.38 24.10 -5.05 -1.08 0.0284 40088.32

1.60 -10.11 25.55 -5.17 0.01 0.0252 40088.32

1.71 -8.84 28.01 -5.17 1.07 0.0221 40088.32

1.83 -7.59 29.47 -5.04 1.93 0.0189 40088.32

1.95 -6.34 31.93 -4.81 2.69 0.0158 40088.32

2.07 -5.10 33.39 -4.50 3.26 0.0127 40088.32

2.19 -3.87 35.85 -4.11 3.67 0.0097 40088.32

2.31 -2.65 38.31 -3.67 4.00 0.0066 40088.32

2.43 -1.43 39.77 -3.19 4.16 0.0036 40088.32

2.55 -0.22 42.23 -2.70 4.18 0.0005 40088.32

2.67 0.99 43.69 -2.20 4.07 -0.0025 40088.32

2.79 2.19 46.15 -1.72 3.81 -0.0055 40088.32

2.90 3.39 47.61 -1.26 3.44 -0.0085 40088.32

3.02 4.59 50.07 -0.85 2.89 -0.0115 40088.32

3.14 5.79 52.53 -0.51 2.27 -0.0144 40088.32

3.26 6.98 53.99 -0.24 1.47 -0.0174 40088.32

3.38 8.18 56.44 -0.06 0.50 -0.0204 40088.32

Risultati analisi strutturale Fase: 1 Risultati analisi strutturale

Fase: 1 - Combinazione: 1 Z

[m]

Nome sezione N [kN]

M [kNm]

T [kN]

Nr.Barre Diametro

Nu [kN]

Mu [kNm]

Cond.

Verifica Flessione

Ver.

Flessione 0.07 DIAFRAMMA

SPESSORE 50

0.82 0.00 0.011 5Ø14 0.58 -137.54 32187.63 Verificata 0.13 DIAFRAMMA

SPESSORE 50

1.63 -0.01 -0.270 5Ø14 1.44 -137.72 20737.53 Verificata 0.20 DIAFRAMMA

SPESSORE 50

SPESSORE 50 6.72 -0.31 -2.026 5Ø14 6.59 -138.78 442.92 Verificata 0.53 DIAFRAMMA

SPESSORE 50

8.35 -0.57 -1.638 5Ø14 8.29 -139.13 242.25 Verificata 0.67 DIAFRAMMA 9.17 -0.69 -1.472 5Ø14 9.13 -139.30 202.98 Verificata

(17)

0.93 DIAFRAMMA SPESSORE 50

SPESSORE 50

17.64 -1.23 0.048 5Ø14 17.52 -141.02 114.25 Verificata 1.48 DIAFRAMMA

SPESSORE 50

SPESSORE 50 20.55 -1.20 0.389 5Ø14 20.59 -141.66 117.88 Verificata 1.71 DIAFRAMMA

SPESSORE 50

42.44 -0.01 0.099 5Ø14 42.47 -146.12 12153.49 Verificata

Z [m]

Def.Max calcestruzz

o

Def.Max acciaio

Asse neutro [cm]

Passo staffe [cm]

Resistenza taglio

kN

Misura sicurezz a taglio OK<=1

Verifica a taglio

Angolo inclinazion

e puntoni [°]

0.07 3.50E-03 -2.05E-02 5.26 15Ø12 Calcestruzzo=

791.01 Staffe=477.95

0.52 Verificata 21.80

791.01 Staffe=477.95

791.01 0.98 Verificata 21.80

(18)

Staffe=477.95 0.27 3.50E-03 -2.04E-02 5.28 15Ø12 Calcestruzzo=

791.01 Staffe=477.95

792.21 Staffe=477.95

792.31 Staffe=477.95

792.40 Staffe=477.95

792.49 Staffe=477.95

792.65 Staffe=477.95

792.81 Staffe=477.95

792.98 Staffe=477.95

793.14 Staffe=477.95

1.60 3.50E-03 -1.97E-02 5.43 15Ø12 Calcestruzzo= 0.97 Verificata 21.80

(19)

793.79 Staffe=477.95

793.96 Staffe=477.95

794.12 Staffe=477.95

794.28 Staffe=477.95

794.44 Staffe=477.95

794.61 Staffe=477.95

794.77 Staffe=477.95

794.93 Staffe=477.95

795.10 Staffe=477.95

795.26 Staffe=477.95

795.42 Staffe=477.95

795.59 Staffe=477.95

795.75 Staffe=477.95

Fase: 2 Risultati analisi strutturale Fase: 2 - Combinazione: 1

Z [m]

Nome sezione N [kN]

M [kNm]

T [kN]

Nr.Barre Diametro

Nu [kN]

Mu [kNm]

Cond.

Verifica Flessione

Ver.

Flessione 0.07 DIAFRAMMA

SPESSORE 50

0.82 0.00 -0.046 5Ø14 0.58 137.54 88892.62 Verificata 0.13 DIAFRAMMA

SPESSORE 50

2.45 0.00 -0.811 5Ø14 2.31 -137.90 32584.54 Verificata 0.27 DIAFRAMMA

SPESSORE 50

5.09 -0.12 -1.240 5Ø14 4.89 -138.43 1127.89 Verificata 0.40 DIAFRAMMA 5.90 -0.18 -2.010 5Ø14 5.74 -138.61 757.37 Verificata

(20)

SPESSORE 50 0.47 DIAFRAMMA SPESSORE 50

SPESSORE 50

46.15 -1.72 3.808 5Ø14 46.30 -146.90 85.61 Verificata 2.90 DIAFRAMMA 47.61 -1.26 3.436 5Ø14 47.81 -147.20 116.63 Verificata

(21)

3.38 DIAFRAMMA SPESSORE 50

56.44 -0.06 0.500 5Ø14 56.66 -149.00 2404.01 Verificata

Z [m]

Def.Max calcestruzz

o

Def.Max acciaio

Asse neutro [cm]

Passo staffe [cm]

Resistenza taglio

kN

Misura sicurezz a taglio OK<=1

Verifica a taglio

Angolo inclinazion

e puntoni [°]

791.01 Staffe=477.95

792.14 Staffe=477.95

792.23 Staffe=477.95

792.33 Staffe=477.95

792.53 Staffe=477.95

792.62 Staffe=477.95

792.71 Staffe=477.95

792.99 Staffe=477.95

793.26

(22)

793.42 Staffe=477.95

793.70 Staffe=477.95

793.86 Staffe=477.95

794.14 Staffe=477.95

794.30 Staffe=477.95

794.57 Staffe=477.95

794.74 Staffe=477.95

795.01 Staffe=477.95

795.29 Staffe=477.95

795.45 Staffe=477.95

795.72 Staffe=477.95

795.89 Staffe=477.95

796.16 Staffe=477.95

796.33 Staffe=477.95

796.60 Staffe=477.95

796.88 Staffe=477.95

3.26 3.50E-03 -1.85E-02 5.72 15Ø12 Calcestruzzo= 0.99 Verificata 21.80

(23)

3 - DIMENSIONAMENTO DELLA SCOGLIERA

La funzione della scogliera è quella di rompere l'onda, assorbirne l'energia e generare il frangente di rottura.

Nel caso specifico la scogliera radente poggerà a diretto contatto con la roccia affiorante e sarà costituita da clasti di misto grossolano. Tali massi dovranno essere ricavati da rocce compatte, con elevato peso specifico e con elevata resistenza alla compressione, agli agenti chimici, all’urto e all’abrasione.

La geometria prevista per la scogliera sarà a sezione trapezioidale e con due strati sovrapposti.

Con i dati meteomarini ricavati dallo studio “Opere di ripristino e completamento del porto di Buggerru”

redatto dalla IDROTEC S.r.l. è stato possibile effettuare il dimensionamento della scogliera.

Per quanto concerne gli aspetti costruttivi dell’opera, si prevede di realizzare la scogliera radente con le seguenti dimensioni:

 altezza della scogliera 2,00 m;

 larghezza della berma di 2,00 m;

 larghezza alla base della scogliera 6,70 m;

 angolo di scarpata lato mare 25°;

 angolo di scarpata lato monte 45°;

 lunghezza della scogliera 74,00 m;

Schema costruttivo della scogliera

(24)

Dallo studio suddetto è stato rilevato che la scogliera è maggiormente esposta ai venti del III quadrante (ponente e libeccio) mentre risulta protetta dai venti del IV quadrante (maestrale e tramontana).

Per la determinazione del clima ondoso sono stati presi in considerazione i seguenti parametri:

 altezza d’onda significativa Hs (m);

 direzione di propagazione del moto ondoso Dir. (°N);

 periodo di picco Tp (s);

 periodo medio dell’onda Tm (s).

Dall’esame dei dati riportati nello studio meteo marino succitato, considerata anche l’influenza della riduzione degli effetti del maestrale dovuta all’effetto di “schermo” esercitato dal promontorio denominato

“Nido dell’Aquila” e del valore massimo in corrispondenza della direzione libeccio ponente, si ricava, per quanto riguarda la direzione media di propagazione dell’onda significativa per un fondale con pendenza di circa 2,5%, che la stessa onda può raggiungere al massimo 3,20 m.

Poiché in fondali con media pendenza, il frangimento dell’onda avviene ad una profondità che coincide con l’altezza dell’onda non rifratta (h=2H), l’altezza d’onda di rottura dipende linearmente solo dalla profondità secondo la semplice relazione: A=0,7/0,78H.

Applicando la suddetta formula si ottiene che l’altezza dell’onda significativa Hs è pari a 2,5 m.

Dall’esame della letteratura si ricava che nella zona dei frangenti sussiste la seguente relazione lineare tra altezza del frangente e la profondità del fondale: A=0,78H (dove H è la profondità del fondale in corrispondenza della base della scogliera).

Nel caso in esame, la base della scogliera interessa al più solo la battigia, dunque tale espressione non è applicabile. Poiché si ritiene che la scogliera sia fondamentale per la protezione del piede della scarpata, al fine del dimensionamento della scogliera, si è optato di assumere che l’altezza d’onda in sia pari a 1,00 m. Tale valore è stato ricavato dallo studio della citata IDROTEC S.r.l. dal quale si rileva che l’altezza d’onda in prossimità dell’opera in progetto sia compresa fra 0,50 e 1,00 m. Cautelativamente l’altezza d’onda considerata viene ulteriormente maggiorata del 50% (A = 1,5 m)

Il dimensionamento della scogliera radente prevede che i massi vengano disposti a peso crescente dal nucleo verso la mantellata esterna, in base alla Formula di Hudson (Shor Protection Manual Department of the ArmyCorps of Engineers)

Nel caso in esame risultano i seguenti dati:

 d = peso di volume del masso = 2,40 t /m³;

 d’= specifico dell’acqua = 1.03 t /m³;

 A = altezza d’onda = 1,50 metri;

 α = angolo della scarpa con l’orizzontale = 25°

(25)

Tenuto conto del basso fondale, il peso dei materiali impiegati oscillerà in un range di valori compresi tra (0,25 x P) e (2 x P) ciò significa che l’opera sarà realizzata con massi con peso compreso tra 0,27 t e 2,14 t.

La sezione tipo dell’opera sarà realizzata secondo la seguente geometria e modalità costruttive, a partire dall’esterno verso l’interno:

parte piana della mantellata:quota 2,00 metri s;

Dal punto di vista costruttivo la scogliera sarà realizzata secondo le modalità seguenti:

 la mantellata sarà realizzata tramite il versamento di scogli calcarei di 2^a categoria del peso compreso tra 2.000 ÷ 2.500 kg;

 il filtro sottostante la mantellata sarà costituito da versamento dei massi calcarei compresi tra 250

÷ 1.000 kg.

I massi impiegati dovranno essere ricavati da rocce compatte, senza stratificazione, con elevata resistenza alla compressione e agli agenti chimici ed elevata resistenza all’urto e all’abrasione.

Lo spessore della mantellata (B) è stato calcolato con il volume dello scoglio mediano, assunto di forma cubica secondo le seguente funzione:

V = (W/s)^1/3 = (1,07/2,4)^1/3 = 0,8

Assumendo un coefficiente di strato pari a 1,5, che tiene conto delle modalità di posa degli scogli e della loro compenetrazione all’interno del filtro, si ottiene uno spessore pari a:

B = 1,5 × 0,8 = 1,20 m.

Si adotterà uno spessore B = 1,20 m.

Numero massi per mq

Il numero Nr dei massi della mantellata con porosità media P = 38 % in percento e per una superficie A è dato da:

Dove :

 Nr = numero di blocchi;

 A = Superficie unitaria;

 K_= 1,02;

 P = porosità media della mantellata = 38%;

 W_r = peso del blocco = 2,14 t;

 W = peso specifico del calcare = 2,4 t/m³;

da cui si ricava il numero complessivo dei blocchi necessari alla realizzazione della mantellata che è pari circa 600; mentre per la realizzazione del filtro con porosità del 15% occorrono circa 400 m³ di clasti calcarei con dimensioni comprese tra 0,1 ÷ 0.42 m³.