Scartati i problemi di vortex shedding per le torri, ci si è concentrati sull’analisi dell’impalcato con modello sezionale, con e senza convoglio, al fine di ricavare anche i coefficienti aerodinamici necessari per analizzare la stabilità del treno nei confronti di un potenziale rischio di ribaltamento e quindi fornire indicazioni utili per la regolamentazione del traffico su ponte: da una riduzione della velocità di transito fino all’interruzione del traffico per velocità del vento di 60 m/s. La sezione dell’impalcato è stata inizialmente impostata dal Progettista tenendo presente l’opportunità di reimpiegare dei casseri disponibili in Santo Domingo. Il profilo a cassone è caratterizzato da una larghezza B di soli 12 m ed un’altezza costante H di 3,8 m (B/H = 3,15), che è da considerarsi non streamlined e quindi potenzialmente suscettibile di criticità per instabilità dinamica a 1 grado di libertà e distacco di vortici. Con riferimento alla dinamica del ponte, la prima frequenza di oscillazione verticale è pari a 0,54 Hz, mentre la prima torsionale è prossima a 2,25 Hz.
La distanza tra queste due frequenze ωϑ/ωz > 4 segnala una scarsa predisposizione dell’impalcato all’instabilità accoppiata flesso-torsionale di flutter. Il modello, realizzato in scala 1:20 e con un rapporto cordalunghezza 1/5, è composto da vari componenti, che hanno consentito lo studio di numerose configurazioni di prova. La velocità di progetto del vento è basata sul “Carribbean Uniform Building Code” che, per un periodo di ritorno Tr = 50 anni e un’altezza dal suolo di circa 27 m, fornisce una velocità media (su intervallo di 10 minuti) di 65 m/s e un valore di raffica (su intervallo di 3 secondi) di 86,2 m/s. Con riferimento alle indicazioni di Eurocodice 1991-1-4, per la valutazione della stabilità aeroelastica del ponte, si è assunta una velocità di riferimento di 81 m/s. La sezione di partenza P0, pur fornendo una velocità minima di instabilità verticale dell’ordine di 90 m/s, ha evidenziato un pericoloso decremento del valore dello smorzamento strutturale (ζ = 0,4%) già per velocità del vento di 35 m/s, causa il termine negativo di smorzamento aerodinamico verticale, rappresentato dal coefficiente aeroelastico.
Meno critico il modo torsionale. L’inserimento delle barriere frangivento (sezione P0bar) è funzionale alla protezione dei treni e indica un miglioramento della situazione, ma insufficiente per riportarsi ad una condizione da profilo “alare”, con positivo e crescente con la velocità. Si è inoltre ritenuto non opportuno affidare la stabilità dell’impalcato a un elemento accessorio che potrebbe essere danneggiato proprio in concomitanza di eventi estremi.
Queste prime criticità hanno dato l’avvio ad un processo di ottimizzazione aerodinamica, in cui si è dovuto tenere conto anche dell’esigenza di limitare l’uso di dispositivi che richiedano regolari e importanti interventi di manutenzione (assorbitori armonici TMD, sistemi inerziali attivi, carter metallici, ecc.). Questa ricerca è stata supportata da analisi numeriche CFD che hanno consentito di raccogliere delle indicazioni preliminari circa la qualità delle sezioni investigate.
Queste analisi hanno fra l’altro evidenziato la turbolenza indotta da alcuni elementi di arredo, principalmente le canaline portacavi fissate ai parapetti e le rotaie con i relativi cordoli di supporto. Si è così progressivamente arrivati al profilo P3.
La prima serie di prove ha portato all’esclusione del profilo P1 in quanto troppo sensibile al distacco di vortici. Il profilo P2 è stato abbandonato in quanto presenta ancora valori di negativi per alte velocità. Il profilo P3 ha invece fornito risultati positivi. La seconda serie di prove ha previsto l’inserimento di raccordi ben arrotondati tra le anime e la controsoletta (P3A) con l’aggiunta di guide vanes per la sezione P3AV. Tali dispositivi passivi, già impiegati ad esempio sullo Storebælt suspension bridge, hanno lo scopo di mitigare le oscillazioni da vortex shedding. È stato confermato il buon comportamento aerodinamico del profilo P3, con un damping totale progressivamente crescente fino alle alte velocità, ma le modifiche di profilo non sono state sufficienti per eliminare le oscillazioni per distacco di vortici per basse velocità (sebbene trascurabili con ζ ≥ 0,4%).
Poiché l’effettivo valore di smorzamento strutturale del ponte sarà noto solo a fine costruzione, avendo riscontrato sperimentalmente l’efficacia dei guide vanes di sezione P3AV nel controllo di tali fenomeni, sarà necessario realizzare sull’impalcato tutte le predisposizioni utili per una loro eventuale futura installazione.
Conclusioni
L’opera illustrata, in corso di costruzione, conferma la grande versatilità dei ponti strallati che ormai sono impiegati per la quasi totalità delle luci medio-grandi.
Nel caso in esame, pur trattandosi di una luce “media”, la sfida progettuale ha riguardato la stabilità statica e dinamica del ponte quando investito dagli uragani caraibici. Altro aspetto da sottolineare è la scelta del materiale per la costruzione dell’impalcato, il calcestruzzo, che nelle condizioni socio economiche in cui si colloca l’opera è risultato il più conveniente.
Dati tecnici
- Stazione Appaltante
- Oficina para el Reordenamiento del Transporte (OPRET)
- Contraente Generale
- Consorcio Malespin, Cocimar e Pretedosa Srl
- Progetto esecutivo
- Atteco
- Progetto costruttivo
- Yellow Ingenieros & Arquitectos Srl
- Esecutori dei Lavori
- Consorcio Malespin, Cocimar e Pretedosa Srl
- Importo dei lavori
- circa 38 milioni di Euro (esclusi pali di fondazione oggetto di altra gara)
- Durata dei lavori
- 18 mesi (l’apertura del ponte è prevista per inizio 2016)