Capitolo 3:
L’indagine sperimentale
3.1 La ricerca
La ricerca, nella quale il presente lavoro si colloca, ha come scopo la caratterizzazione sperimentale e numerica del comportamento meccanico delle varie parti che compongono le connessioni delle strutture prefabbricate in c.a., al fine di valutarne l’efficacia in campo dinamico, per suggerire adeguati schemi di riferimento per la modellazione dei vincoli delle varie membrature costituenti l’organismo strutturale.
Nello studio sono considerate solo le connessioni appartenenti ai sistemi di travi, trascurando quelle di pannelli parete e di sistemi cellulari. Non di meno, le travi principali coprono la grande maggioranza di strutture prefabbricate esistenti.
In particolare solo tipici sistemi nodali sono trattati, tra cui i giunti a secco realizzati con connettori di acciaio generalmente composti da angoli, piatti, barre C, ancoraggi, ganci, tiranti, perni, barre. Sulla base delle complessive posizioni sulle costruzioni e dei differenti funzionamenti strutturali conseguenti, sono distinte le seguenti cinque classi di nodi:
1- nodi mutui tra elementi di piano (interpiano) che, nel comportamento sismico del sistema strutturale, interessano l’azione diaframma del piano; 2- nodi tra elementi di piano e travi di supporto che costituiscono il vincolo perimetrale del diaframma piano nel suo comportamento sismico;
3- nodi tra travi e pilastri che assicurano un comportamento incernierato nel piano verticale nella direzione della trave e incastrato nella direzione ortogonale;
4- nodi tra segmenti di pilastri o tra pilastri e fondazioni, realizzati con barre di ancoraggio aggettanti protetti in situ da riempimento con malta;
5- ancoraggi dei pannelli di rivestimento delle strutture che assicurano la stabilità dei pannelli, ma permettono anche il grande movimento atteso sotto azione sismica.
Al gruppo di ricerca del Dipartimento di Ingegneria Strutturale dell’Università di Pisa, composto dal Professore Ing. Pietro Croce, Professoressa Ing. Maria Luisa Beconcini, Professore Ing. Riccardo Del Corso, Ing. Paolo Formichi, è affidato il compito specifico di indagare sperimentalmente e con simulazioni numeriche il comportamento dei connettori correntemente impiegati per il collegamento degli elementi di orizzontamento in c.a., siano essi tegoli TT o altri profili per copertura (ad esempio profili con sezione alare), con le travi di banchina in c.a.
Il lavoro, nel suddetto ambito della caratterizzazione del comportamento sismico dei connettori nelle strutture prefabbricate in c.a., è destinato all’identificazione dei parametri di comportamento del particolare tipo di connessione tra elementi di copertura e le travi di supporto.
Tra le principali finalità della ricerca vi sono:
- la caratterizzazione dei meccanismi di collasso dei dispositivi di connessione,
- la valutazione della capacità dissipativa delle connessioni;
- la valutazione della efficienza delle connessioni in campo dinamico, in relazione alla richiesta di deformazione e di adattamento plastico delle connessioni stesse;
- la proposta di eventuali modifiche per l’aggiornamento degli schemi delle connessioni al fine di renderle maggiormente adeguate all’impiego in zona sismica, nel senso di poterle rendere sufficientemente duttili da soddisfare i criteri del “Capacity Design”.
Questo ultimo punto con lo scopo di localizzare il danneggiamento conseguente all’evento sismico a livello dei connettori, i quali possono essere facilmente sostituiti proteggendo le membrature in c.a. o c.a.p. da essi collegate.
3.2 Tipologie delle unioni
Per il buon comportamento sismico delle costruzioni prefabbricate sono preferibili delle connessioni fisse fra gli elementi, senza possibilità di scorrimento reciproco così da evitare, sotto azione sismica, il martellamento fra le parti o la necessità di ampi giunti a compensazione dei notevoli spostamenti attesi. In termini di resistenza sotto azione sismica, la soluzione ottimale vede un assetto fisso di vincoli, assetto che in condizione non sismica porta a notevoli inconvenienti derivanti dalle deformazioni impedite e dalle conseguenti coazioni.
Sono state esaminate le più diffuse tipologie di connessioni con riferimento ai principali ordini di unioni presenti in una struttura prefabbricata, valutando in primo luogo i livelli di resistenza e duttilità nel loro tipico funzionamento ed i parametri di rigidezza necessari per la loro rappresentazione nell’ambito dei modelli globali di analisi strutturale.
Per queste valutazioni si è fatto uso principalmente dell’approccio sperimentale con prove monotone e cicliche su prototipi rappresentativi dei particolari locali delle strutture. Sono stati preliminarmente stabiliti dei protocolli di prova, con definizione degli assetti, delle storie di carico e dei parametri valutativi delle risposte, in modo da ottenere risultati quanto più possibile generali e coerenti con i metodi dell’analisi strutturale.
Il primo ordine si riferisce alle unioni reciproche tra elementi di solaio (o copertura) e, nel comportamento sismico del complesso strutturale, riguarda la fondamentale azione diaframma del solaio stesso grazie alla quale le forze inerziali vengono ripartite sui diversi elementi verticali resistenti, assicurando nel contempo una risposta globale uniforme e coerente.
Per quanto sopra ci si riferisce a solai e coperture con elementi affiancati, uniti con connessioni puntuali fatte di profilati metallici e saldature, senza getti di completamento in opera, dove sono impiegati vari tipi di elementi come i classici pannelli nervati.
Il secondo ordine si riferisce alle unioni tra elementi di solaio e travi portanti, unioni che forniscono i vincoli perimetrali del diaframma di piano nel suo comportamento sotto azione sismica. Verranno sperimentati i classici tipi di unioni meccaniche fatte da dispositivi metallici variamente ancorati nelle parti.
Foto 5 Esempio di copertura piana con tegoli binervati TT
Figura 17 Edificio pluripiano con copertura piana con tegoli binervati TT
Quanto detto riguarda tutti i tipi di solaio e copertura, sia quelli con elementi affiancati solidarizzati da una soletta gettata in opera o reciprocamente collegati con connessioni puntuali, sia quelli di copertura distanziati dalla interposizione di lucernari.
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Il terzo ordine si riferisce alle unioni tra trave e pilastro, unioni realizzate da coppie di barre passanti o altri dispositivi che devono garantire il funzionamento a cerniera nella direzione della trave ed il funzionamento ad incastro nella direzione ortogonale.
Se nel complesso il comportamento di una tale connessione appare scontato, restano da esaminare nel dettaglio i particolari dell’appoggio necessari per consentire una articolazione senza danni della cerniera al livello del terremoto ricorrente ed una adeguata resistenza sotto l’azione combinata delle due componenti ortogonali del sisma al livello del terremoto violento.
Il quarto ordine si riferisce alle unioni tra segmenti di pilastro o tra pilastro e fondazione realizzate con connessioni per aderenza delle armature all’interno di manicotti riempiti in opera con malta.
Queste unioni rappresentano una utile alternativa quando le grandi dimensioni dei pilastri creano problemi di trasporto alle altre tradizionali soluzioni (monolitiche a tutta altezza su plinti a pozzetto). La sperimentazione dovrà mettere in luce le proprietà derivanti dall’aderenza potenziata nell’ancoraggio delle barre
Il quinto ordine di unioni si riferisce agli attacchi dei pannelli di tamponamento alla struttura, attacchi che devono garantire la stabilità dei pannelli stessi, ma soprattutto consentire i grandi scorrimenti di piano attesi sotto azione sismica. Il limite dell’ 1% dato a detto scorrimento dalle competenti norme è subordinato infatti al coerente progetto delle connessioni in questione.
Per questo ordine di unioni si esamineranno i tipi di connettori attualmente in commercio, verificandone il comportamento per via sperimentale con riserva di eventuali interventi modificativi per il necessario adeguamento ai requisiti del corretto comportamento sismico.
Non verranno invece considerate le unioni tra pilastro e fondazione nella tradizionale soluzione dei plinti a pozzetto che trovano un perfetto comportamento monolitico, ormai pienamente comprovato dalla lunga esperienza applicativa e sperimentale.
3.3 Unioni tegolo - trave
Il secondo ordine si riferisce alle unioni tra elementi di solaio e travi portanti (connettori tegolo-trave), unioni che forniscono i vincoli perimetrali al diaframma di piano nel suo comportamento sotto azione sismica. Verranno sperimentati i classici tipi di unioni meccaniche realizzate da dispositivi metallici variamente ancorati tra le travi di cortina e la gamba del tegolo.
Figura 18 Appoggio tegoli binervati TT su travi a T Rovescio per solai intermedi
Figura 19Appoggio tegoli binervati TT su travi ad L di impalcato con barre filettate
L’obiettivo di questa ricerca sperimentale è la valutazione del comportamento sismico di elementi di collegamento a secco per strutture prefabbricate in cemento armato; in particolare di quello delle giunzioni tra travi di bordo e elementi di copertura a “p” greco. I connettori sottoposti a prova sono forniti dal produttore HALFEN e attualmente in commercio.
Gli esperimenti di laboratorio devono seguire due regole fondamentali quali:
-la fattibilità,
-la ripetibilità delle prove.
In questo intento tutte le prove sono state effettuate nelle medesime condizioni, ovvero utilizzando lo stesso dispositivo di prova, la solita struttura di contrasto, il solito attuatore idraulico e il solito sistema di trasduttori di spostamento, tenendo invariata la procedura di prova e ripetendo i test lo stesso numero di volte nelle diverse configurazioni del provino.
3.4 Parametri di comportamento delle connessioni
I principali parametri che caratterizzano il comportamento sismico della connessione assegnata sono individuati dalle sei proprietà:
- di rigidezza: massimo valore della forza che può essere trasferita tra le due parti;
- di duttilità: deformazione plastica ultima comparata con il limite di snervamento;
- di dissipazione: energia specifica dissipata attraverso i cicli di carico; - di deformazione: deformazione ultima, al limite la rottura;
- di decadimento: minore rigidezza attraverso il ciclo di carico comparato al livello di forza;
- di danno: residua deformazione allo scarico comparata con il massimo spostamento.
Posto che una connessione è composta da tre parti, due parti laterali che indichiamo con A e C corrispondenti alle regioni locali dell’elemento adiacente chiuso dalla connessione, una parte centrale individuata da B costituita dalla connessione stessa con le sue componenti di acciaio (Fig.20), lo schema risulta:
Figura 20 Schema di connessione
In generale le parti A e C hanno un comportamento non duttile, non dissipativo, caratterizzato da rottura fragile, dovuto alla rottura a trazione del calcestruzzo.
Un comportamento dissipativo duttile della connessione può essere atteso dalla connessione di acciaio B, se di forma corretta e per un suo modello a rottura che involve flessionalmente oppure per un suo modello trazione-compressione; non certamente per un modello di rottura a taglio. Per una connessione duttile, in aggiunta ad un duttile connettore, il suo sotto dimensionamento verso le parti laterali è necessario, nel rispetto del criterio di “Capacity design”. Nella stessa ottica, anche la compatibilità geometrica delle deformazioni deve essere analizzata.
3.5 Campagna di prove sperimentali
Parlando in generale secondo gli obiettivi della ricerca, quatto livelli di prove sono schedati e classificati per obiettivi diversi. Essi sono di seguito specificati:
- test preliminari, - test locali,
- test su i sottoassemblaggi, - test sugli assemblaggi.
I primi assegnati per qualificare le singole connessioni inserite tra due sovradimensionati blocchi e soggetti alle principali azioni attese sul sistema strutturale.
I secondi per qualificare le singole connessioni inserite tra due significanti porzioni degli elementi, rappresentando la disposizione strutturale, e soggette a una rilevante componente dell’azione.
I terzi riferiti a un gruppo di connessioni inserite in parti strutturali rappresentanti la costruzione corrente intelaiata e soggette alle sue stesse azioni specifiche.
I quarti riferiti al sistema di connessioni della struttura completa soggetto alle tipiche azioni sismiche.
Nel presente studio i test su sottoassemblaggi e assemblaggi non sono inclusi. La sperimentazione è stata sviluppata su tre distinti livelli di indagine che si differenziano l’uno dall’altro solo per le tipologie dei provini utilizzati. Per ciascun livello sono state condotte sia prove con carico applicato longitudinalmente, sia con carico agente assialmente rispetto al perno di collegamento del connettore HALFEN.
Il primo livello è volto a valutare la capacità resistente dei connettori. Per fare questo sono stati utilizzati provini in acciaio massiccio collegati tra loro dagli elementi HALFEN. Fondamentale per l’esito di questa prova preliminare è stato evitare la crisi dei provini d’acciaio massiccio e testare invece le qualità di resistenza degli angolari.
In questa fase si sono potuti dunque determinare il carico di rottura dei soli connettori e il loro meccanismo di rottura.
Il secondo livello intende valutare la capacità resistente del sistema di ancoraggio, formato da provini in calcestruzzo armato di ridotte dimensioni collegati tra loro dagli elementi HALFEN secondo il solito schema della fase precedente. La prova è stata studiata per ricreare in modo più attinente possibile le condizioni reali nella zona di ancoraggio, come ricreare nei provini le armature tipiche delle zone di appoggio.
In questa fase si sono potuti determinare con buona approssimazione il carico e il meccanismo di rottura della struttura in prossimità degli appoggi.
Il terzo livello è volto a valutare la capacità resistente dell’effettivo sistema di ancoraggio, formato da una porzione di trave e dell’elemento di copertura a “p” greco in scala naturale, collegati tra loro dagli elementi HALFEN. La prova è stata studiata per ricreare le condizioni reali di utilizzo. In questa ultima fase si sono potuti determinare con più precisione il carico e il meccanismo di rottura della struttura reale nella sua completezza.
Sia nei test preliminari che in quelli locali sono state imposte storie di spostamento in modo da sottoporre il provino a carichi monotoni e ciclici specificatamente definiti per i nodi sopra considerati.
3.5.1 Comportamento monotono
In generale dalla prova push-over possono essere dedotti i diagrammi carico-spostamento come quelli di Fig.21(a), (b), (c). Questi diagrammi qualificano il comportamento dei connettori o delle connessioni sulla base delle successive definizioni.
Figura 21 Diagrammi – (a) duttile, (b) fragile, (c) sovra-resistente
La Fig.21(a) rappresenta un comportamento duttile caratterizzato da una rilevante deformazione plastica dopo la fase elastica.
In particolare
- la curva “i” rappresenta un comportamento duttile hardening, - la curva “s” un comportamento duttile stabile,
- la curva “d” un comportamento duttile softening. I punti significativi del diagramma sono:
- il limite di snervamento dy-fy
-il limite ultimo du-fu.
Si può aggiungere il limite di funzionalità da-fa corrispondente alla
deformazione ammessa pur garantendo la funzionalità del nodo.
La Fig.21(b) rappresenta un comportamento fragile con deformazione plastica e con rottura prima del limite di funzionalità. Il punto di riferimento corrisponde al limite ultimo.
La Fig.21(c) rappresenta un comportamento sovraresistente con il limite sperimentale dopo il limite di funzionalità, ma prima dello snervamento o del limite ultimo. I punti di riferimento sono:
- il limite di funzionalità da-fa
- il limite del test dt-ft.
La duttilità dedotta dal comportamento sperimentale è data principalmente dalla risorsa plastica della connessione di acciaio con prevalente deformazione flessionale.
Tuttavia effetti non lineari possono originare anche da altri fenomeni, come l’attrito, il danneggiamento del materiale e il cambio di geometria dovuto alla grande deformazione della connessione.
I test push-over oltre alla prima quantificazione dei parametri costitutivi per qualificare i connettori, sono stati usati come prova preliminare per stabilire gli step di carico delle successive prove cicliche.
3.5.2 Comportamento ciclico
La risposta sperimentale ciclica è ottenuta dall’applicazione della storia di spostamento descritta in Fig.22, dove gruppi di tre cicli della stessa ampiezza formano gli step con successivi incrementi di spostamento Dd fino
allo spostamento ultimo o ai limiti fissati per la prova.
SPOSTAMENTI IMPOSTI - PROVA CICLICA 1
-90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 0 180 360 540 720 900 1080 1260 1440 1620 1800 1980 2160 2340 2520 2700 2880 3060 3240 3420 3600 tempo [sec] s p o s ta m e n to [ m m ]
Figura 22 Storia di carico della prova ciclica
L’ampiezza d1 del primo iniziale gruppo è fissata come ¼ del minore tra
dy, da, dt e du. L’incremento di ampiezza Dd dei successivi gruppi del ciclo è
ottenuto con uguale d1. In questa definizione i valori sono quelli ottenuti dalla
prova push-over su un prototipo simile. Il processo di incremento di carico può essere condotto fino a rottura.
Il diagramma tipo forza-spostamento ottenuto dalle prove cicliche è mostrato in Fig.23. FORCE-DISPLACEMENT CYCLES -90 -70 -50 -30 -10 10 30 50 70 90 -90 -80 -70 -60 -50 -40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 displacement [mm] F o rc e [ k N ]
Figura 23 Curve carico-spostamento
Esso qualifica il comportamento dei connettori o delle connessioni sulla base delle successive definizioni.
Per comportamento non perfettamente elastico, dal diagramma carico-spostamento (F-d) è ricavato l’istogramma della energia dissipata Ui, calcolata come l’area del corrispondente i-esimo ramo del diagramma F-d (Fig.24).
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 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 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 n° mezzi cicli e n e rg ia [ k N m m ]
Figura 24 Istogramma dell’energia dissipata
Lo stesso istogramma può essere convertito in forma adimensionale dividendo ogni area per la corrispondente area del ½ ciclo elasto-plastico perfetto in cui un più significativo valore della capacità dissipativa può essere ottenuto rapportando i valori sperimentali U a quelli teorici U0 associati ad un
ciclo elastico perfettamente plastico.
Figura 25 Definizione numerica di dissipazione di energia
ui = Ui/U0i
dove:
U0i = dpi fimax con dpi = di – dei
dei è calcolata sulla base dell’inclinazione k1 = f1/d1 del ramo iniziale del
diagramma F-d:
dei = fimax/ k1
3.5.3 Prove preliminari
3.5.3.1 Intento delle prove preliminari su acciaio
Questa prima prova preliminare è nata dalla volontà di conoscere in maniera più precisa il comportamento a rottura degli elementi di connessione HALFEN. La possibilità di stimare la resistenza degli elementi HALFEN è servita a dissolvere il dubbio che durante i test di prova sui pezzi in cemento armato questi ultimi giungano a rottura per primi anziché i connettori HALFEN.
Pertanto la prova più significativa resta quella che sarà condotta sui modelli in c.a. i quali approssimano in maniera più realistica il funzionamento in opera dei connettori.
3.5.3.2 Tipologia delle prove preliminari su acciaio
Gli esperimenti consistono nel portare a rottura i provini attraverso due fasi di spostamento impresse dall’attuatore idraulico a doppio effetto al provino col fine di valutare il livello di carico raggiunto e le modalità di rottura del provino, ovvero il suo meccanismo di rottura.
Sono previste due diverse tipologie di prove a rottura: - una longitudinale,
- l’altra assiale.
Nella prova longitudinale il carico è diretto secondo la direzione principale dell’elemento di copertura a “p” greco, quindi perpendicolarmente alla barra di collegamento tra trave e gamba del tegolo.
Nella prova assiale il carico è diretto secondo la direzione principale della trave di appoggio dell’elemento di copertura a “p” greco, quindi parallelamente alla barra di collegamento tra trave e gamba del tegolo.
Nella prova longitudinale il carico spinge in direzione perpendicolare al perno passante la gamba del “p” greco e parallelo all’elemento di ancoraggio nella trave di appoggio (HZA);
Figura 26 Prototipo in acciaio per la prova preliminare “longitudinale”
Figura 27 Vista in prospetto
In quella assiale il carico spinge in direzione perpendicolare all’elemento di ancoraggio nella trave di appoggio (HZA) e parallelo al perno passante la gamba del “p” greco.
Figura 28 Prototipo in acciaio per la prova preliminare “assiale”
Figura 29 Vista in prospetto
Tuttavia per effettuare queste due tipologie di prova non sarà necessario l’utilizzo di due provini distinti in quanto gli stessi elementi in acciaio riescono a simulare sia la gamba del “p” greco, sia la porzione di trave all’appoggio.
Per tanto per realizzare lo schema della prova longitudinale e quello della prova assiale sono necessari solo piccoli accorgimenti nella disposizione dei pezzi che simulano la porzione di trave d’appoggio. Tutti e tre i pezzi possono essere riutilizzati per più di una prova.
Figura 30 Disposizione blocchi tipo Ba nella prova “longitudinale”: vista in pianta
Figura 31 Disposizione blocchi tipo Ba nella prova “assiale”: vista in pianta
La sperimentazione fino ad ora eseguita è quella con prova preliminare longitudinale. Essa è stata condotta nell’obiettivo suddetto su provini in acciaio presenti in laboratorio e che ben si prestavano a realizzare il modello di prova sia per le dimensioni che per le caratteristiche proprie.
Le campagna di prove condotta consta di: - n° 5 prove monotone,
- n° 5 prove cicliche.
Sui dati acquisiti si è quindi indagato per conoscere i meccanismi di rottura, le resistenze e la duttilità delle connessioni nell’intento della ricerca.
3.5.4 Descrizione del prototipo 3.5.4.1 Prova longitudinale
Il campione di prova è composto da tre parti connesse tra loro dai connettori tipo HALFEN. Due elementi laterali simulano la trave di bordo (elementi Ba, Fig.32) sulla quale si appoggiano gli elementi di copertura e un elemento centrale (Aa, Fig.32) simula la gamba del tegolo a “p” greco.
Figura 32 Blocco tipo Aa, blocco tipo Ba
Per ottenere simmetria del provino rispetto al punto di applicazione del carico è stata prevista la configurazione di simmetria polare in cui il polo di simmetria è il punto di applicazione del carico.
I due pezzi laterali in acciaio, indicati con Ba nella Fig.33, simulano la porzione della trave di bordo e sono ancorati a terra tramite angolari saldati agli elementi Ba e bullonati alle piastre a terra. Sugli elementi Ba è fissato il collegamento HZA del connettore, generalmente ammarato nel calcestruzzo, quindi per ricreare l’effetto del confinamento del cemento è stata saldata una piastra di spessore uguale al collegamento sulla faccia del blocco dove è posto l’HZA.
Il pezzo centrale, indicato con Aa nella Fig.33, simula la “gamba” dell’elemento di copertura a “p” greco ed è ancorato tramite i connettori ai due pezzi Ba. Nell’elemento Aa sono alloggiate due barre filettate M16 serrate con dadi ciascuna su una faccia dell’elemento. I fori, già presenti sul pezzo in acciaio, poiché di spessore 40mm sono stati adattati mediante quattro boccole di diametro esterno 40 mm e interno 25 mm che hanno permesso un posizionamento preciso e rapido delle barre.
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Figura 34 Vista in pianta
Figura 35 Vista in prospetto e vista laterale
Figura 36 Elementi della connessione tipo utilizzata Pag. 62
Sul pezzo Aa agisce l’attuatore idraulico (Fig.37 – Foto7) a doppio effetto che imprime la legge di spostamento imposta, in quanto le prove sono condotte in controllo di spostamento.
Figura 37 Schema del dispositivo di prova
Foto 7 Dispositivo di prova
Figura 38 Convenzione fissata per assegnare il segno al verso di percorrenza dell’attuatore idraulico
Per misurare con precisione i carichi applicati è stata utilizzata una celle di carico di capacità sino a 300kN. Poiché essa lavora solo a compressione, una piastra collegata all’attuatore idraulico è servita ad agganciare da sopra il pezzo Aa per consentire il “ritorno” dello stesso.
Per misurare gli spostamenti sono stati installati quattro trasduttori di spostamento, uno in corrispondenza di ogni estremità della barra filettata. I quattro LVDT, con corsa da 200mm, sono stati posizionati sul campione di prova con un sistema a carrucole.
LVDT 2 LVDT 3 BLOCCO TIPO Aa LVDT 4
GUIDA HZA ANGOLARE BLOCCO TIPO Ba LVDT 1 Foto 8 Trasduttori di spostamento e prototipo in acciaio
