La risposta globale dei sistemi strutturali progettati

L’incremento delle temperature ambientali nel compartimento interessato dall’incendio provoca dunque gli effetti finora valutati, che si possono brevemente riassumere in ordine di accadimento:

- Decremento di resistenza a flessione/instabilità flessionale delle travi isostatiche; - Decremento di resistenza a flessione/instabilità flessionale delle travi iperstatiche; - Decremento di resistenza a pressoflessione (ed instabilità) dei pilastri;

- Decremento delle caratteristiche di resistenza e rigidezza dei collegamenti, che si traducono in una modifica della risposta strutturale.

Proprio in relazione a quest’ultimo fenomeno, occorre tenere presente ciò che più volte è stato ribadito nell’ambito del presente studio, in merito al comportamento previsto per le connessioni tra gli elementi in acciaio. Il decadimento delle proprietà di rigidezza e di resistenza provoca, come visto pocanzi, un declassamento del nodo in acciaio, che non è quindi in grado di mostrare una risposta simile a quella ipotizzata in fase di progettazione, come nel caso in cui, ad esempio, si assimili la membratura sostenuta da due collegamenti resistenti a flessione ad un elemento doppiamente incastrato.

A valle della valutazione delle caratteristiche di rigidezza dei collegamenti studiati, attraverso il software Straus7 si è proceduto con la modifica delle condizioni di vincolo delle travi iperstatiche, collocate in corrispondenza dei telai orientati parallelamente al lato corto dell’edificio. Contestualmente, sono stati applicati i carichi termici valutati attraverso il modello di incendio utilizzato, con lo scopo di osservare le variazioni almeno qualitative nel campo delle sollecitazioni e delle deformazioni, derivanti dalla variazione delle proprietà dei materiali,

184

quindi della risposta meccanica delle membrature e delle connessioni tra le stesse. Dati gli obiettivi da raggiungere, questa fase è stata sviluppata unicamente per il modello strutturale dissipativo e consiste nello svolgimento di analisi non lineari al livello del materiale, per permettere al solutore di modellare in maniera corretta gli elementi che costituiscono il telaio spaziale, in relazione alle temperature alle quali essi sono esposti. Nelle seguenti figure si mostrano i risultati ottenuti dal software, relativamente agli stati di sollecitazione e agli stati tensionali raggiunti dagli elementi. Si noterà, in particolare, che le sollecitazioni flettenti, così come le deformazioni dei telai bidimensionali, subiranno degli incrementi dapprima sui pilastri, con l’applicazione dei primi step di carico, per poi ridursi negli elementi verticali e trasferirsi verso le travi del secondo impalcato, le quali, essendo parte integrante del telaio, saranno chiamate a fornire il proprio contributo di resistenza, soprattutto in fase di ridistribuzione delle azioni interne, come in questo caso.

Figura 4.41 a) – Diagramma delle sollecitazioni relativo alla combinazione eccezionale, con travi perfettamente incastrate

Figura 4.41 b) – Diagramma delle sollecitazioni relativo alla combinazione eccezionale, con rigidezze effettive per i

185

Figura 4.41 c) – Diagramma delle sollecitazioni relativo alla combinazione eccezionale, con rigidezze effettive per i

collegamenti, al tempo t=10 min

Figura 4.41 d) – Diagramma delle sollecitazioni relativo alla combinazione eccezionale, con rigidezze effettive per i

collegamenti, al tempo t=20 min

Figura 4.41 e) – Diagramma delle sollecitazioni relativo alla combinazione eccezionale, con rigidezze effettive per i

186

Figura 4.41 f) – Diagramma delle sollecitazioni relativo alla combinazione eccezionale, con rigidezze effettive per i

collegamenti, al tempo t=40 min

Figura 4.41 g) – Diagramma delle sollecitazioni relativo alla combinazione eccezionale, con rigidezze effettive per i

collegamenti, al tempo t=50 min

Figura 4.41 h) – Diagramma delle sollecitazioni relativo alla combinazione eccezionale, con rigidezze effettive per i

187

Figura 4.42 a) – Stato tensionale delle fibre relativo alla combinazione eccezionale, al tempo t=0 min

Figura 4.42 b) – Stato tensionale delle fibre relativo alla combinazione eccezionale, al tempo t=20 min

Figura 4.42 c) – Stato tensionale delle fibre relativo alla combinazione eccezionale, al tempo t=40 min

188

Figura 4.43 a) - Modello deformativo globale della struttura in combinazione eccezionale, al tempo t=0 min

Figura 4.43 b)- Modello deformativo globale della struttura in combinazione eccezionale, al tempo t=10 min

189

Figura 4.43 d)- Modello deformativo globale della struttura in combinazione eccezionale, al tempo t=30 min

Figura 4.43 e)- Modello deformativo globale della struttura in combinazione eccezionale, al tempo t=40 min

190

Considerazioni conclusive

Gli studi effettuati nell’ambito del presente lavoro, hanno permesso di determinare il requisito di resistenza al fuoco di due diverse costruzioni a soppalco con struttura portante in acciaio, identiche nella geometria, ma sostanzialmente molto diverse in relazione alla strategia di progettazione adottata. Nel corso delle analisi svolte, sono stati progressivamente mostrati dati, metodi e risultati relativi ad un primo caso, riguardante una struttura progettata per deformarsi elasticamente, quindi in maniera del tutto reversibile, sotto i carichi di progetto e ad un secondo caso, sicuramente più interessante, relativo ad una struttura progettata nel rispetto dei principi della gerarchia delle resistenze, che ad oggi risultano essere il fulcro della progettazione strutturale, in relazione ai vantaggi che essi comportano. In tal senso, tra i due approcci utilizzati le principali differenze progettuali che si possono evidenziare, consistono nella variazione delle sezioni dei profili utilizzati come travi di impalcato e come pilastri, i quali, nel caso di struttura non dissipativa sono chiamati a sopportare azioni di progetto molto elevate. In un primo momento, i dimensionamenti hanno condotto alla scelta del medesimo elemento da utilizzare come colonna, dovendo rispettare anche le limitazioni sugli spostamenti, associate agli Stati Limite di Esercizio. In seguito, le opportune verifiche di resistenza e il rispetto delle condizioni dettate dal Capitolo 7 delle Norme Tecniche per le Costruzioni hanno condotto ad una revisione dei profili adottati nel caso della struttura dissipativa, costringendo alla scelta di profili più robusti al piano terra e più esili al piano superiore. Nel lato lungo degli edifici, la risposta sismica è stata invece affidata a elementi di controvento opportunamente dimensionati per ciascuno dei due casi, i quali però non costituiscono parte integrante della seconda fase del lavoro. In seguito, sono stati progettati gli elementi di unione tra le varie membrature e, per il caso dei collegamenti resistenti a flessione, ne è stato studiato il comportamento in termini di resistenza, rigidezza e duttilità.

Utilizzando uno dei modelli di incendio proposti dal legislatore, i telai metallici preventivamente progettati sono stati sottoposti all’azione termica che ne è derivata, con lo scopo di valutare le risposte strutturali provocate dalla stessa. In particolare, è stata studiata la capacità residua delle strutture che subiscono gli effetti di un incendio, nei confronti dei carichi associati alla condizione di incendio, corrispondenti alle condizioni di esercizio, nonché delle azioni orizzontali indotte dal sisma. Pur non essendo contemplata dal legislatore, la contemporaneità tra gli incendi e gli eventi sismici non è da escludere, in quanto possono crearsi situazioni in cui, come esposto nel presente documento, l’evento sismico può rivelarsi la causa indiretta dell’evento eccezionale, prima di manifestarsi nuovamente sotto forma di scossa secondaria o di assestamento.

192

Avendo raccolto i dati necessari per la definizione delle azioni di progetto, si è proceduto con l’implementazione delle analisi termiche e delle successive analisi meccaniche, per le quali sono stati adottati modelli di calcolo avanzati, sicuramente maggiormente esaustivi e accurati rispetto ai metodi semplificati o ai metodi tabellari proposti dal legislatore. La riposta dei sistemi strutturali studiati ha confermato le diverse ipotesi esplicate nel documento, che rispecchiano il reale comportamento al fuoco delle costruzioni di questo tipo; in particolare, dalle fasi di analisi attuate si evince che il tempo massimo di resistenza al fuoco per una simile tipologia di struttura si attesta intorno ai 10-15 minuti, a causa del collasso delle prime membrature di impalcato. Inoltre, in relazione ai risultati ottenuti dalla modellazione, si è visto che le travi iperstatiche garantiscono una maggiore resistenza al fuoco rispetto agli stessi profili, semplicemente incernierati, grazie alle più basse sollecitazioni in campata, alleviate dalla presenza dei vincoli flessionali.

Tra gli aspetti maggiormente interessanti rilevati nel corso dello studio effettuato, vi è la risposta dei collegamenti nei confronti delle azioni termiche. Le leggi di decadimento delle proprietà meccaniche dei diversi materiali che costituiscono le componenti del collegamento, come l’acciaio strutturale dei profili e l’acciaio dei bulloni, fanno in modo da creare un fenomeno di irrigidimento iniziale del collegamento, fino al raggiungimento di un punto di massimo, oltre il quale la struttura tende a rilassarsi. Contestualmente all’irrigidimento iniziale, si ha inoltre una espansione verso l’esterno dei pilastri, i quali sono indotti alla deformazione laterale causata dalle spinte provocate dalle dilatazioni termiche che interessano le travi ad essi collegate. Il fenomeno in questione si traduce in continue variazioni nella distribuzione delle sollecitazioni agenti sugli elementi iperstatici, che non possono essere ignorate in una condizione delicata come quella in cui vertono le strutture in acciaio, che per conformazione sono spesso molto esili e incapaci di offrire una adeguata resistenza al fuoco.

Infine, è dovuto il confronto tra la risposta alla combinazione incendio-sisma della struttura non dissipativa, apparentemente sovradimensionata, e della struttura dissipativa, la cui progettazione risulta di fatto ottimizzata per fornire contributi di resistenza equilibrati in relazione alle dimensioni dei suoi elementi. In particolare, si è visto che ipotizzando tali condizioni di carico (termico e sismico), utilizzare un approccio conservativo elastico potrebbe non risultare sufficiente per raggiungere gli obiettivi imposti, in quanto, a causa dei notevoli valori assunti per le azioni di progetto, il fattore di sfruttamento degli elementi strutturali è molto elevato, al punto da non riuscire a sopportare una seconda tipologia di azione, come può essere quella termica che produce l’indebolimento delle sezioni. Viceversa, il caso dissipativo ha mostrato nel complesso una risposta positiva alla coppia di azioni agenti, a meno del rapido raggiungimento delle condizioni di collasso delle travi di impalcato, caratterizzate da profili poco consistenti, nei quali le temperature aumentano troppo speditamente, provocando una rapida perdita di resistenza meccanica.

193

A tal riguardo, al fine di migliorare la risposta strutturale globale, potrebbe essere effettuata una duplice scelta, che può riguardare l’utilizzo di materiale aggiuntivo da applicare sulle membrature, atto ad impedire (o rallentare) il riscaldamento delle stesse, oppure l’utilizzo di elementi più robusti, almeno in sostituzione delle travi isostatiche di piano, i cui momenti resistenti garantiscono unicamente il soddisfacimento delle verifiche in condizioni ordinarie di utilizzo.

Bibliografia

- DM 10 Marzo 1998 – Criteri generali di sicurezza antincendio e per la gestione dell'emergenza nei luoghi di lavoro

- A. La Malfa, S. La Malfa, R. La Malfa (2017) – Ingegneria della sicurezza antincendio. Progettazione con il metodo tradizionale e il codice di prevenzione incendi (9° edizione) – Legislazione tecnica, Roma

- D. Lgs 81/2008 - Testo unico sulla salute e sicurezza sul lavoro

- Mod. PIN 2 – 2018 SCIA – Segnalazione Certificata di Inizio Attività ai fini della sicurezza antincendio (art. 4 del D.P.R. 01/08/2011 n. 151)

- Mod. PIN 1 – 2018 Valutazione Progetto – Istanza di valutazione del progetto

- DM 07 Agosto 2012 – Disposizioni relative alle modalità di presentazione delle istanze concernenti i procedimenti di prevenzione incendi e alla documentazione da allegare, ai sensi dell'articolo 2, comma 7, del decreto del Presidente della Repubblica 1° agosto 2011, n. 151

- DM 30 novembre 1983 – Termini, definizioni generali e simboli grafici di prevenzione incendi

- DM 09 marzo 2007 – Prestazioni di resistenza al fuoco delle costruzioni nelle attività soggette al controllo del Corpo nazionale dei vigili del fuoco

- DM 03 agosto 2015 – Approvazione di norme tecniche di prevenzione incendi, ai sensi dell'articolo 15 del decreto legislativo 8 marzo 2006, n. 139

- INAIL (2018) – Il codice di prevenzione incendi. La progettazione antincendio. Applicazioni pratiche nell’ambito del dm 03/08/2015 e s.m.i.

- DM 9 maggio 2007: Direttive per l’attuazione dell’approccio ingegneristico alla sicurezza antincendio

- Ing. Mauro Malizia – Ingegneria della sicurezza antincendio – v. 4.4 - DM 17 gennaio 2018 – Norme Tecniche per le Costruzioni

- Nigro, Posturino, Cefarelli, Princi (2009) – Progettazione di strutture in acciaio e composte acciaio-calcestruzzo in caso di incendio secondo gli eurocodici e le Norme Tecniche per le costruzioni – Hoepli, Milano

- EN 1991-1-2 – Eurocode 1: Actions on structures – Part 1-2: General actions - Actions on structures exposed to fire

- C. Bernuzzi (2018) – Progetto e verifica delle strutture in acciaio secondo le NTC 2018 e l’eurocodice 3 – Hoepli, Milano

196

- Huu-Tai, Brian Uy, Mahbub Khan (2015) – A modified stress-strain model accounting for the local buckling of thin-walled stub columns under axial compression

- A. Formisano – Le unioni elementari e i collegamenti – Modulo II: Teoria delle strutture in acciaio

- EN 1993-1-8:2005 – Eurocode 3: Design of steel structures – Part 1-8: Design of joints - N. Vigotti (2010) – Analisi sperimentale di solette composte in acciaio e calcestruzzo e

considerazioni teoriche sui meccanismi di aderenza – Politecnico di Milano

- L. Springhetti – I collegamenti nelle strutture in acciaio – Progetto e verifica secondo la norma UNI EN 1993-1-8 – Hoepli, Milano

- R. da Silva Hortencio, G.A. Santos Falcon (2017) – Optimal design of beam-column connection of plane stress frames using the component method

- Nemeteschek Frilo GmbH (2012) – Equivalent T-stubs (Component Method) as per DIN EN 1993-1-8

- I. Kristòf, Z. Novàk, D. Hegyi (2017) – A Simplified Method for the Design of Steel Beam-to-column Connections

- EN 1993-1-2 – Eurocode 3: Design of steel structures – Part 1-2: General rules – Structural fire design