PARTE 2
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CAPITOLO 4 – Le proposte di adeguamento individuate
A seguito dei risultati ottenuti dalla precedenti analisi e dalle richieste della committenza che desiderano la non interruzione delle attività svolte all’interno dell’edificio, sono state studiate diverse alternative progettuali per l’adeguamento sismico del capannone e tra queste individueremo la soluzione ritenuta più idonea sviluppandone i dettagli strutturali.
Le proposte di adeguamento individuate si possono dividere in 2 categorie principali:
SENZA DISSIPATORI (interventi locali) CON DISSIPATORI
La FIGURA 85 mostra tutte le soluzioni analizzate e successivamente si andranno a specificare le diverse caratteristiche di ognuna.
Figura 85 - Le soluzioni studiate 1A) SOLUZIONE CON PIASTRE ALLO STATO ATTUALE
1B) SOLUZIONE CON PIASTRE CHE PERMETTONO LA TRASMISSIONE DEI MOMENTI(M2)
2A) SOLUZIONE CON DISSIPATORI INTERNI E CONTROVENTATURE
2B) SOLUZIONE CON DISSIPATORI INTERNI E PIASTRE CHE PERMETTONO LA TRASMISSIONE DEI MOMENTI
2C) SOLUZIONE CON 6 DISSIPATORI ESTERNI
2D) SOLUZIONE CON 6 DISSIPATORI ESTERNI ED 1 INTERNO
2E) SOLUZIONE CON 7 DISSIPATORI ESTERNI
81 La prima soluzione analizzata, denominata 1A (FIGURA 86), prevede di mantenere inalterata la struttura portante in elevazione e i collegamenti recentemente inseriti. Sono previsti invece estesi interventi al livello fondale. Tale soluzione presuppone sollecitazioni derivanti dal 60% del sisma di progetto.
Figura 86 - Soluzione tipo 1A
Gli interventi in fondazione prevedono la fasciatura della maggior parte dei bicchieri tramite FRP, la cucitura dei plinti ai sottoplinti tramite la foratura di questi e l’inserimento di barre in acciaio e l’allargamento della base del sottoplinto oppure il miglioramento del terreno tramite l’iniezione di resine.
La seconda ed ultima soluzione senza l’inserimento di dissipatori denominata 1B (FIGURA 87), prevede di mantenere inalterata la struttura portante in elevazione, mentre si andranno a modificare i collegamenti per fare in modo che permettano la trasmissione dei momenti. Più in particolare si inseriranno piastre di collegamento fra pilastri,travi e tegoloni per far si che le forze si possano distribuire in maniera più omogenea. Sono previsti anche estesi interventi al livello fondale, che vanno a rispecchiare quelli già elencati per la precedente soluzione, solo che inserendo tali piastre e cercando di ridistribuire le forze in maniera più uniforme si suppone la riduzione dei provvedimenti da prendere al livello fondale. Tale soluzione presuppone sollecitazioni derivanti dal 60% del sisma di progetto. Questo
82 espediente và ad irrigidire la struttura per cercare di ridurre anche gli spostamenti orizzontali di essa.
Figura 87 - Soluzione tipo 1B
Visti i numerosi interventi in fondazione da eseguire per adeguare la struttura e visto l’elevato costo di questi è stato scelto di andare ad inserire dei dissipatori per cercare di ridurre le sollecitazioni date dal sisma. La prima di queste è denominata 2A, in FIGURA 88, prevede di mantenere inalterata la struttura portante in elevazione e i collegamenti recentemente inseriti.
83 Si andranno però ad inserire dei dissipatori interni alla struttura, disposti ad x nel lato lungo dell’edificio e posizionati nella prima campata di sinistra, mentre saranno disposti a k nel lato corto dell’edificio, per permettere l’ottimale funzionamento di questi vista la bassa rigidezza dell’edificio si dovranno inserire delle controventature al livello della copertura tramite tondini in acciaio adeguatamente ancorati alla struttura, questi permetteranno ai dissipatori di funzionare anche se posizionati solo in una campata. Anche qui sono previsti interventi al livello fondale, ma l’inserimento dei dissipatori permette di ridurre notevolmente tali interventi e di concentrare questi nei plinti dove saranno presenti i dissipatori. Tale soluzione presuppone sollecitazioni derivanti dal 100% del sisma di progetto.
Si esamina poi la seconda soluzione con dissipatori denominata 2B, in FIGURA 89, che prevede di inserire i dissipatori in maniera uguale alle precedente, ma andando ad eliminare la scomoda controventatura di copertura, per fare ciò si andranno a modificare le piastre di collegamento fra pilastri, travi e tegoloni (come nella soluzione 1B) per fare in modo che permettano la trasmissione dei momenti. Gli interventi in fondazione saranno pressoché identici alla soluzione precedente. Tale soluzione presuppone sollecitazioni derivanti dal 100% del sisma di progetto.
Figura 89 - Soluzione tipo 2B
In termini di sollecitazione sulla struttura queste due soluzioni saranno identiche quello che cambia è come si andrà ad irrigidire la struttura per permetterne il
84 funzionamento, mentre la prima può essere attuata senza l’interruzioni delle attività interne, questa obbligherà sicuramente la committenza a sospendere le attività ma allo stesso tempo sarà di più semplice progetto e realizzazione.
La soluzione 2C (FIGURA 90) prevede di mantenere inalterata la struttura portante in elevazione ed i collegamenti recentemente inseriti. Si andranno però ad inserire 6 dissipatori costituiti da diagonali BRB (Buckling Restrained Brace) posizionati esternamente alla struttura. Tali dissipatori verranno approfonditi successivamente. Tale soluzione riduce ulteriormente i complicati interventi in fondazione, infatti andando a realizzare 6 nuovi plinti le azioni sugli esistenti saranno ridotte, anche tale soluzione, come tutte quelle con dissipatori, presuppone sollecitazioni derivanti dal 100% del sisma di progetto.
Figura 90 -Soluzione tipo 2C
Con l’inserimento di solo 6 dissipatori si sono riscontrati problemi di formazione delle cerniere plastiche anche nella struttura. Infatti volendo la formazione di queste solamente negli elementi di dissipazione abbiamo dovuto inserire un ulteriore dissipatore lungo l’asse x e come si vede dalla FIGURA 91, siamo passati alla soluzione denominata 2D, tale soluzione è totalmente identica alla precedente ma si va ad inserire un ulteriore elemento dissipativo diagonale all’interno della struttura nella zona magazzino. Con tale soluzione si risolve il problema della formazione delle cerniere plastiche nella struttura ma si vanno ad aggravare le condizioni degli elementi fondali della zona con il nuovo dissipatore, avvertendo problemi di rottura del bicchiere, capacità portante, ribaltamento del plinto, scorrimento ed anche sollevamento di questo. Vedendo impossibile superare tutte
85 queste difficoltà siamo stati costretti a spostare all’esterno tale dissipatore ed a andare ad individuare una nuova soluzione, denominata 2E, mostrata in FIGURA 92. Staticamente tale soluzione è uguale alla precedente, ma, anche se il dissipatore esterno va ad ingombrare leggermente la strada privata presente sul retro dell’edificio, i miglioramenti in fondazione sono netti.
Figura 91 - Soluzione tipo 2D
Infatti si vanno ad eliminare tutti quei problemi di difficile risoluzione come il ribaltamento, lo scorrimento ed il sollevamento del plinto, cosi da ridurre ulteriormente gli interventi in fondazione.
86 Infine è stata ipotizzata anche una soluzione gemella alla precedente denominata 2F, rappresentata in FIGURA 93, che va a posizionare i dissipatori nella parte retrostante l’ingresso principale dell’edificio. Tale soluzione non varia nulla per quello che riguarda l’aspetto statico della struttura ma è stata ipotizzata qualora la committenza non gradisse gli elementi dissipativi posizionati come elementi principali del prospetto frontale.
Figura 93 - Soluzione tipo 2F
Nella FIGURA seguente, la n°94, si andranno a riassumere le principali qualità, sia positive che negative delle varie soluzioni. Successivamente, di queste, si individueranno le più fattibili ed idonee al caso in esame, effettuando ad esse ulteriori approfondimenti, infine si giungerà alla soluzione scelta e di questa se ne analizzeranno i vari aspetti strutturali.
87
Figura 94 - Riassunto peculiarità delle diverse soluzioni
ANALISI DELLE SOLUZIONI
CONTRO -ELEVATI SPOSTAMENTI -PESANTI INTERVENTI IN FONDAZIONE -PESANTI INTERVENTI IN FONDAZIONE -INSERIMENTO DI NUOVE PIASTRE -INGENTI INTERVENTI IN ELEVAZIONE -NUMEROSI INTERVENTI IN FONDAZIONE -NUMEROSI INTERVENTI IN ELEVAZIONE -NUMEROSI INTERVENTI IN FONDAZIONE -FORMAZIONE DI CERNIERE PLASTICHE ANCHE SULLA STRUTTURA -PROBLEMA DI RIBALTAMENTO IN ALCUNI PLINTI -DISSIPATORE IN POSIZIONE SCOMODA -DISSIPATORI IN POSIZIONE SCOMODA PRO -NESSUN INTERVENTO IN ELEVAZIONE
-RIDUZIONE DEGLI SPOSTAMENTI IN SOMMITà
-RIDUZIONE DEGLI SPOSTAMENTI -DIMINUZIONE DELLE FORZE SULLA STRUTTURA
-RIDUZIONE DEGLI SPOSTAMENTI -DIMINUZIONE DELLE FORZE SULLA STRUTTURA
-RIDUZIONE DI FORZE E
SPOSTAMENTI SULLA STRUTTURA -RIDOTTI INTERVENTI IN FONDAZIONE
-RIDUZIONE DI FORZE E
SPOSTAMENTI SULLA STRUTTURA -RIDOTTI INTERVENTI IN FONDAZIONE
-RIDUZIONE DI FORZE E
SPOSTAMENTI SULLA STRUTTURA -RIDOTTI INTERVENITI IN FONDAZIONE
-RIDUZIONE DI FORZE E
SPOSTAMENTI SULLA STRUTTURA -RIDOTTI INTERVENTI IN FONDAZIONE
-DISSIPATORI MENO IN VISTA
TIPO
1A STATO ATTUALE
1B
STATO ATTUALE CON PIASTRE
2A DISSIPATORI INTERNI E CONTROVENTI
2B DISSIPATORI INTERNI E PIASTRE
2C 6 DISSIPATORI ESTERNI
2D 6 DISSIPATORI ESTERNI 1 INT
2E 7 DISSIPATORI ESTERNI
88 Come precedentemente detto di questi 8 interventi seguendo i criteri di fattibilità tecnica e costo globale preliminare sono state individuate le 3 soluzioni più idonee, di cui una soluzioni senza inserimento di dissipatori e due soluzioni con l’inserimento dei dissipatori esterni. Di queste 3, sono stati effettuati approfondimenti tecnici, soprattutto in fondazione visto che è questa la zona di più difficile ed oneroso intervento e successivamente scelta la più idonea.
Come si può vedere dalla FIGURA 95, l’intervento scelto fra quelli senza l’inserimento dei dissipatori è il numero 1A, in questo caso gli interventi da effettuare sono notevoli, ben 55, di cui 20 riguardanti la rottura del bicchiere, risolvibile applicando una fasciatura in FRP, 11 plinti con problemi di capacità portante risolvibili con l’iniezione di resine nel terreno,
TIPO DI INTERVENTO:
SENZA DISSIPATORI
1A
per sisma al 60% INTERNVENTO in FONDAZIONE n° ROTTURA BICCHIERE 20 CAP. PORTANTE 11 RIBALTAMENTO P-S 10 RIBALTAMENTO S-T 5 SCORRIMENTO TERRENO 9 TOT 55
TIPO DI INTERVENTO:
DISSIPATORI ESTERNI
2D
per sisma al 100% INTERNVENTO in
FONDAZIONE n°
DISSIPATORE LUNGO X INTERNO ROTTURA BICCHIERE 6 CAP. PORTANTE 7 RIBALTAMENTO P-S 1 RIBALTAMENTO S-T 1 SCORRIMENTO TERRENO 1 SCORRIMENTO P-S 1 PLINTO IN TRAZIONE 1 TOT 18
89
TIPO DI INTERVENTO:
DISSIPATORI ESTERNI
2E
per sisma al 100% INTERNVENTO in
FONDAZIONE n°
DISSIPATORE LUNGO X ESTERNO ROTTURA BICCHIERE 6
CAP. PORTANTE 9 PLINTO IN TRAZIONE 1
TOT 16
Figura 95 - Gli interventi in fondazione da eseguire nelle varie soluzioni
15 problemi di ribaltamento risolvibili applicando una cucitura fra plinto e sottoplinto o aumentando la base fondale ed infine 9 sottoplinto con problema di scorrimento risolvibili aggiungendo dei denti ad essi.
La prima delle 2 soluzioni scelte fra quelle con i dissipatori è la numero 2D, quella con 6 dissipatori esterni ed uno interno, qui gli interventi si riducono drasticamente, infatti passano a 18 interventi, di questi 6 rotture di bicchiere, 7 problemi di capacità portante e i restanti, di notevole entità derivanti dall’inserimento del dissipatore internamente alla struttura. Mentre la seconda soluzione scelta, la numero 2E, con 7 dissipatori esterni, riduce ancora gli interventi in fondazione passando a 16, ma anche se in numero non sono una grande variazione, tale soluzione permette di eliminare tutti quei problemi di ribaltamento e scorrimento e quindi di ridurre i costi e facilitare gli interventi da eseguire.
90
CAPITOLO 5 – La soluzione ottimale
Considerato che la committenza richiede di limitare al minimo gli interventi interni e viste le difficoltà realizzative degli interventi sulle fondazioni esistenti sono state scartate tutte quelle soluzioni che richiedevano tali peculiarità, come le 2 soluzioni che non prevedevano i dissipatori a causa degli eccessivi interventi in fondazione (1A e 1B). La soluzione 2A è stata esclusa a causa delle eccessive difficoltà di realizzazione, così come la 2B, infatti risulta abbastanza laborioso inserire i dissipatori fra i pilastri, intervenire in fondazione e riposizionare il tamponamento. Rimangono le 4 soluzioni con dissipatori esterni visto i ridotti interventi interni e i pochi interventi in fondazione. Fra queste la 2C viene esclusa a causa della formazione delle cerniere plastiche anche nella struttura, mentre la 2D richiede soluzioni elaborate per la risoluzione del plinto di fondazione esistente presente alla base del dissipatore interno. In definitiva rimangono le due soluzioni 2E e 2F, entrambe applicabili, ma si ritiene di maggior efficacia la 2E visto che l’altra va a occupare la strada privata presente sul retro.
In definitiva la soluzione che si ritiene più opportuna è la 2E, quella con 7 dissipatori esterni e riportata in FIGURA 96, per la quale si andranno ad effettuare approfondimenti strutturali ed analisi push-over.
5.1 – Analisi push
A tale soluzione,
diagonali esterne dissipative modello proposto in
instabilità impedita con un fuso interno realizzato in acciaio circondato da un tubo di acciaio, i cosiddetti BRB (
particolare, come da
con un materiale simile a cls mentre il controvento è protetto dal cls mediante un rivestimento
evita l’instabilizzazione del controvento
che in compressione e i carichi sono interamente portati dal controvento dal momento che l’in
grande dissipazione di energia
assiale esterna viene trasmessa direttamente al fuso interno.
Poiché fuso e tubo sono sconnessi assialmente, il tubo non è soggetto a fenomeni di instabilità. Quando il fuso è soggetto a sforzi di compressione, il tubo esterno impedisce, grazie alla sua rigidezza flessional
il fuso può plas
dei casi la regione tra fuso interno e tubo è riempita con cls e uno strato di un elemento a basso coefficiente d’attrito per evitare che lo
trasmesso al tubo
Analisi push-over con dissipatori
A tale soluzione, è stata eseguita un’ diagonali esterne dissipative di tipo isteretico
modello proposto in FIGURA 97, queste sono realizzate tramite controventi ad instabilità impedita con un fuso interno realizzato in acciaio
circondato da un tubo di acciaio, i cosiddetti BRB (
, come da FIGURA 98, la regione tra il tubo e il controvento è riempita con un materiale simile a cls mentre il controvento è protetto dal
cls mediante un rivestimento, la presenza del tubo fa l’instabilizzazione del controvento, l
che in compressione e i carichi sono interamente portati dal controvento
dal momento che l’instabilizzazione non si verifica, ad ogni ciclo si può avere una grande dissipazione di energia. Il principio di funzionamento
assiale esterna viene trasmessa direttamente al fuso interno.
Figura 97 – Il modello SAP2000
Poiché fuso e tubo sono sconnessi assialmente, il tubo non è soggetto a fenomeni di instabilità. Quando il fuso è soggetto a sforzi di compressione, il tubo esterno impedisce, grazie alla sua rigidezza flessional
il fuso può plasticizzarsi sia in trazione che in compressione. Nella maggioranza dei casi la regione tra fuso interno e tubo è riempita con cls e uno strato di un elemento a basso coefficiente d’attrito per evitare che lo
trasmesso al tubo.
over con dissipatori
un’analisi push-over, applicando ad essa di tipo isteretico come si può vedere anche dal , queste sono realizzate tramite controventi ad instabilità impedita con un fuso interno realizzato in acciaio ad alto snervamento circondato da un tubo di acciaio, i cosiddetti BRB (Buckling Restrained Brace
regione tra il tubo e il controvento è riempita con un materiale simile a cls mentre il controvento è protetto dal contatto con tale a presenza del tubo favorisce il confinamento e , lo smorzatore può snervare sia in trazione che in compressione e i carichi sono interamente portati dal controvento
stabilizzazione non si verifica, ad ogni ciclo si può avere una rincipio di funzionamento prevede che
assiale esterna viene trasmessa direttamente al fuso interno.
Il modello SAP2000
Poiché fuso e tubo sono sconnessi assialmente, il tubo non è soggetto a fenomeni di instabilità. Quando il fuso è soggetto a sforzi di compressione, il tubo esterno impedisce, grazie alla sua rigidezza flessionale, lo sbandamento. In questo modo icizzarsi sia in trazione che in compressione. Nella maggioranza dei casi la regione tra fuso interno e tubo è riempita con cls e uno strato di un elemento a basso coefficiente d’attrito per evitare che lo sforzo normale venga
91 applicando ad essa come si può vedere anche dal , queste sono realizzate tramite controventi ad ad alto snervamento Buckling Restrained Brace), in regione tra il tubo e il controvento è riempita contatto con tale vorisce il confinamento e o smorzatore può snervare sia in trazione che in compressione e i carichi sono interamente portati dal controvento in acciaio stabilizzazione non si verifica, ad ogni ciclo si può avere una prevede che l’azione
Poiché fuso e tubo sono sconnessi assialmente, il tubo non è soggetto a fenomeni di instabilità. Quando il fuso è soggetto a sforzi di compressione, il tubo esterno e, lo sbandamento. In questo modo icizzarsi sia in trazione che in compressione. Nella maggioranza dei casi la regione tra fuso interno e tubo è riempita con cls e uno strato di un sforzo normale venga
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Figura 98 - BRB (fonte www.nssmc.com)
Nel modello sono stati considerati questi elementi dissipativi inserendo nei controventi cerniere plastiche concentrate in mezzeria dell’elemento. A tali cerniere plastiche è stato associato un grafico forza-spostamento diverso a seconda delle due direzioni di dissipazione, per i controventi disposti lungo l’asse X abbiamo imposto, come da FIGURA 99, un forza di snervamento fy pari a 570kN
ed una forza ultima fu pari a 800kN con uno spostamento massimo di 12cm.
Figura 99 -Grafico FORZA-SPOSTAMENTO Dissipatori disposti lungo l'asse X
Mentre per i dissipatori disposti lungo l’asse Y si è stabilito una forza di snervamento di 390kN ed una forza ultima di 550kN, con anche qui uno spostamento massimo pari a 12cm, tale soluzione è visibile in FIGURA 100.
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Figura 100 -Grafico FORZA-SPOSTAMENTO Dissipatori disposti lungo l'asse Y
Come già detto in precedenza le analisi immesse nel software sono molteplici e di conseguenza anche le curve del sistema reale ottenute, ma si preferisce inserire solamente le 2 curve di maggior interesse ortogonali fra loro.
Per l’analisi sono stati considerati 36 modi di vibrare per un totale di massa partecipante pari al 97% per l’asse Y e 99% per l’asse X, come da FIGURA 101.
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StepNum Period UX UY SumUX SumUY
Unitless Sec Unitless Unitless Unitless Unitless
1 0,733 0,000 0,388 0,000 0,388 2 0,667 0,376 0,000 0,376 0,388 3 0,524 0,000 0,046 0,376 0,434 4 0,468 0,307 0,000 0,683 0,434 5 0,428 0,005 0,147 0,688 0,581 6 0,406 0,000 0,000 0,688 0,581 7 0,361 0,000 0,010 0,689 0,591 8 0,288 0,000 0,001 0,689 0,593 9 0,262 0,000 0,288 0,689 0,880 10 0,249 0,000 0,000 0,689 0,880 11 0,236 0,000 0,008 0,689 0,889 12 0,228 0,010 0,000 0,699 0,889 13 0,170 0,006 0,000 0,706 0,889 14 0,169 0,000 0,000 0,706 0,889 15 0,169 0,001 0,000 0,707 0,889 16 0,169 0,001 0,000 0,707 0,889 17 0,168 0,000 0,000 0,707 0,889 18 0,168 0,000 0,000 0,708 0,889 19 0,168 0,000 0,000 0,708 0,889 20 0,162 0,007 0,000 0,715 0,889 21 0,162 0,000 0,000 0,715 0,889 22 0,161 0,005 0,000 0,720 0,889 23 0,161 0,001 0,000 0,721 0,889 24 0,160 0,008 0,000 0,728 0,889 25 0,160 0,001 0,000 0,730 0,889 26 0,159 0,266 0,000 0,995 0,889 27 0,157 0,001 0,002 0,996 0,891 28 0,152 0,000 0,027 0,996 0,917 29 0,135 0,001 0,024 0,997 0,942 30 0,125 0,000 0,000 0,997 0,942 31 0,119 0,001 0,000 0,998 0,942 32 0,108 0,000 0,002 0,998 0,944 33 0,104 0,000 0,001 0,998 0,945 34 0,101 0,000 0,002 0,998 0,947 35 0,095 0,000 0,000 0,998 0,948 36 0,084 0,000 0,024 0,998 0,972
Figura 101 - Modi di vibrare con dissipatori
Come si può vedere dalla tabella precedente il periodo fondamentale della nostra struttura è pari a 0,733s per l’asse Y con una massa partecipante pari al 39%, mentre per l’asse X si ha un periodo di 0,667s ed una massa partecipante uguale
al 37% della totale. Si può notare che con l’inserimento de
si sono ridotti i periodi, questo è dovuto all’effetto di irrigidimento che apportano tali diagonali. Si ripete che è normativamente possibile effettuare l’analisi statica lineare perché come riportato al capitolo 7.3.4.1 delle NT
può essere utilizzato soltanto se ricorrono le condizioni di applicabilità precisate per le distribuzioni principali, nel nostro caso una distribuzione corrispondente alla distribuzione dei tagli di piano calcolati in un’analisi
solo se il periodo fondamentale della struttura è superiore a T
risulta veritiero nel nostro esame e come distribuzione secondaria una distribuzione uniforme di forze.
tre modi principali di vibrare, questi rispecchiano all’incirca i primi tre modi di vibrare della struttura precedentemente visti, cioè senza dissipatori.
al 37% della totale. Si può notare che con l’inserimento de
si sono ridotti i periodi, questo è dovuto all’effetto di irrigidimento che apportano tali diagonali. Si ripete che è normativamente possibile effettuare l’analisi statica lineare perché come riportato al capitolo 7.3.4.1 delle NT
può essere utilizzato soltanto se ricorrono le condizioni di applicabilità precisate per le distribuzioni principali, nel nostro caso una distribuzione corrispondente alla distribuzione dei tagli di piano calcolati in un’analisi
solo se il periodo fondamentale della struttura è superiore a T
risulta veritiero nel nostro esame e come distribuzione secondaria una distribuzione uniforme di forze. Di seguito
tre modi principali di vibrare, questi rispecchiano all’incirca i primi tre modi di vibrare della struttura precedentemente visti, cioè senza dissipatori.
Figura 102 -Modo di vibrare n°1
al 37% della totale. Si può notare che con l’inserimento delle diagonali dissipative si sono ridotti i periodi, questo è dovuto all’effetto di irrigidimento che apportano tali diagonali. Si ripete che è normativamente possibile effettuare l’analisi statica lineare perché come riportato al capitolo 7.3.4.1 delle NTC2008, tale tipo di analisi può essere utilizzato soltanto se ricorrono le condizioni di applicabilità precisate per le distribuzioni principali, nel nostro caso una distribuzione corrispondente alla distribuzione dei tagli di piano calcolati in un’analisi dinamica lineare, applicabile solo se il periodo fondamentale della struttura è superiore a Tc (pari a 0,653s), che
risulta veritiero nel nostro esame e come distribuzione secondaria una Di seguito, in FIGURA 102, 103 ed 104,
tre modi principali di vibrare, questi rispecchiano all’incirca i primi tre modi di vibrare della struttura precedentemente visti, cioè senza dissipatori.
Modo di vibrare n°1
95 lle diagonali dissipative si sono ridotti i periodi, questo è dovuto all’effetto di irrigidimento che apportano tali diagonali. Si ripete che è normativamente possibile effettuare l’analisi statica C2008, tale tipo di analisi può essere utilizzato soltanto se ricorrono le condizioni di applicabilità precisate per le distribuzioni principali, nel nostro caso una distribuzione corrispondente alla dinamica lineare, applicabile (pari a 0,653s), che risulta veritiero nel nostro esame e come distribuzione secondaria una sono riportati i tre modi principali di vibrare, questi rispecchiano all’incirca i primi tre modi di
Figura 103 -Modo di vibrare n°2
Figura 104 -Modo di vibrare n°3 Modo di vibrare n°2
Modo di vibrare n°3
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5.1.1 – Curve pushover
Dall’analisi si sono ottenute curve Forza-Spostamento del sistema reale nelle direzioni X+, X-, Y+ ,Y-, queste tengono conto anche degli effetti del secondo ordine. Si riportano solamente le curve più rappresentative nelle 2 direzioni ortogonali.
Per la direzione X, assunte tutte le informazioni necessarie, con deformata ultima in FIGURA 105, un periodo equivalente di 0,67 secondi ed una massa partecipante pari al 38%, ed individuate le caratteristiche del sistema SDOF (single degree of freedom) equivalente, con un fattore di partecipazione uguale a 1,311, si va a tracciare l’oscillatore elastoplastico equivalente con espresse in FIGURA 106 le principali caratteristiche ed in FIGURA 107 il grafico di confronto fra le varie curve (MDOF, SDOF, SDOF con tratto elasto-plastico).
Figura 105 -Deformata ultima dissipatori X
Come si vede il grafico non è una vera e propria curva ma può essere associata ad una spezzata con tre tratti rettilinei, ovviamente gli spostamenti sono nettamente inferiori, questo è dovuto all’inserimento delle diagonali dissipative che irrigidiscono la struttura e ne limitano notevolmente lo spostamento. Dal disegno della deformata si nota che il dissipatore che raggiunge per primo la deformata ultima, denominata life safety ed in colore celeste è quello in basso, gli altri due saranno nel reach precedente, si può notare inoltre che vi è la possibilità che si
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formino alcune cerniere anche all’interno della struttura, ma queste sono allo stato iniziale e non destano alcuna preoccupazione.
Figura 106 - Tracciamento oscillatore elastoplastico direzione X
I risultati mostrano che, come si può vedere anche in FIGURA 108, per la combinazione SLV abbiamo una domanda di 16,2mm contro una capacità 16,8mm, con un rapporto D/C pari al 96%. Quindi in direzione X la nostra struttura risulta protetta dal sisma di progetto senza che questa subisca ingenti danni anche se sottoposta a forti scosse.
Figura 107 - Curva di capacità asse X
# 20 numero di step compresi
Fbu 1826,2 kN resistenza max edificio
Fbu* 1393,4 kN massima azione del sistema ridotto
0.6Fbu* 836,1 kN punto di intersezione con l'oscillatore EPP equivalente
d(0.6Fbu) 0,0076 m punto di intersezione con l'oscillatore EPP equivalente
k* 110524 kN/m rigidezza primo ramo
du* 0,0150 m spostamento massimo con una perdita massima di resistenza del 15%
dy* 0,0116 m spostamento limite primo ramo
F*y 1281,6 kN snervamento
d*m 0,0150 m spostamento corrispondente alla massima resistenza
A* 11,78 kNm area corrispondente alla massima resistenza
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Figura 108 - Grafico Domanda-Capacità direzione X
Per la direzione Y abbiamo un periodo fondamentale di 0,73s con una massa partecipante del 39% ed un fattore di partecipazione pari a 1,315. La deformata ultima di FIGURA 109, riferita alla curva in esame, mostra che i dissipatori a raggiungere lo spostamento ultimo sono i due centrali, anche in questo caso vi è la possibilità di un principio di formazione di cerniere plastiche all’interno della struttura, questo però è poco significativo visto che tale possibilità potrebbe presentarsi per terremoti di notevole entità.
Figura 109 -Deformata ultima dissipatori Y
16,8 16,2 15,8 16 16,2 16,4 16,6 16,8 17 Spostamento mm Domanda Capacità
100 In FIGURA 110 si possono individuare le principali caratteristiche dell’oscillatore elastoplastico equivalente, mentre in FIGURA 111 il grafico di confronto fra le varie curve (MDOF, SDOF, SDOF con tratto elasto-plastico) mostra che anche lungo l’asse Y la curva si rifà ad una spezzata con un tratto elastico molto piccolo.
Figura 110 - Tracciamento oscillatore elastoplastico direzione Y
Figura 111 - Curva di capacità asse Y
I risultati di FIGURA 112 mostrano che vi è una domanda di spostamento per gli SLV pari a 31,2mm, mentre la capacità risulta pari a 32,3mm per un rapporto D/C che anche in questo caso risulta pari al 96%. In definitiva possiamo affermare che dall’analisi compiute risulta che con l’inserimento delle diagonali dissipative la struttura portante rimane protetta anche da eventi sismici di notevole intensità con danni subiti da essa ridotti se non nulli.
# 22 numero di step compresi
Fbu 1587,9 kN resistenza max edificio
Fbu* 1207,7 kN massima azione del sistema ridotto
0.6Fbu* 724,6 kN punto di intersezione con l'oscillatore EPP equivalente d(0.6Fbu) 0,0125 m punto di intersezione con l'oscillatore EPP equivalente
k* 58155 kN/m rigidezza primo ramo
du* 0,0257 m spostamento massimo con una perdita massima di resistenza del 15% dy* 0,0190 m spostamento limite primo ramo
F*y 1107,5 kN snervamento
d*m 0,0250 m spostamento corrispondente alla massima resistenza A* 17,89 kNm area corrispondente alla massima resistenza dy* 0,0190 m spostamento snervamento oscillatore equivalente
101
Figura 112 - Grafico Domanda-Capacità direzione Y
32,3 31,2 30,5 31 31,5 32 32,5 Spostamento mm Domanda Capacità
102
5.1.2 – Verifica dei meccanismi fragili
Nell’analisi statica non lineare la verifica degli elementi o meccanismi fragili viene eseguita confrontando gli effetti indotti dalle azioni sismiche in termini di forze con le rispettive resistenze. In FIGURA 113 si riportano le forze sollecitanti date dall’analisi pushover e i rispettivi risultati delle verifiche a taglio compiute sugli elementi. Le forze sono state prese dallo step ultimo dell’analisi. Come si può vedere tutte le sollecitazioni gravanti sugli elementi si riducono notevolmente, infatti non vi sono difficoltà di verifica a taglio, effettuate come per nuove costruzioni, considerando la resistenza media delle prove divisa per il fattore di confidenza e il coefficiente parziale del materiale.
Figura 113 -Forze derivanti dall'analisi PUSH-OVER e risultati delle verifiche a TAGLIO
N T M2 M3 PIL V 1318 39 164 151 PIL K/Z 1572 27 165 129 PIL H 825 96 288 220 PIL S/T 823 67 167 191 PIL L 234 33 75 92 PIL M 329 43 88 108 TRA GHLM 327 718 TRA ABDEF 157 382 TRA B* 93 141 TRA A* 52 80 TRA E* 68 110 TRA G* 44 71 TEG OMEGA 67 287 TEG TT 51 216 PIL V P1 216 57 138 215 PIL K/Z P1 364 58 185 163 PIL H P1 251 64 63 240 PIL S/T P1 234 84 73 168 PIL L P1 119 38 45 61 PIL M P1 155 53 81 90 PIL NUOVI 179 58 110 156 SLV TRAVE/PILASTRO AZIONI DA PUSHOVER SLV % PIL V SI 100% PIL K/Z SI 100% PIL H SI 100% PIL S/T SI 100% PIL L SI 100% PIL M SI 100% TRA GHLM SI 100% TRA ABDEF SI 100% TRA B* SI 100% TRA A* SI 100% TRA E* SI 100% TRA G* SI 100% TEG OMEGA SI 100% TEG TT SI 100% PIL V P1 SI 100% PIL K/Z P1 SI 100% PIL H P1 SI 100% PIL S/T P1 SI 100% PIL L P1 SI 100% PIL M P1 SI 100% PIL NUOVI SI 100%
RISULTATO VERIFICHE DA PUSHOVER
103
5.1.3 – Verifiche delle fondazioni
Sono poi state condotte le verifiche geotecniche che, come ci si aspettava, migliorano drasticamente. Considerando infatti le sollecitazioni derivanti dall’analisi push-over e considerando sempre come esempio il sottoplinto numero 3 abbiamo una compressione pari a 1318kN, carico superiore al precedente (allo stato attuale), ma due momenti nettamente inferiori pari a 24 e 127 kNm, grazie al quale si riesce ad abbassare notevolmente l’eccentricità e quindi ad aumentare il carico resistente per arrivare ad una percentuale di verifica pari al 94% delle sollecitazioni totali. Questo risultato visibile in FIGURA 114, si rispecchia in tutti i
sottoplinti, migliorando drasticamente le verifiche di questi, infatti non si riscontrano più problemi di scorrimento e ribaltamento dei plinti, ma solamente i sottoplinti numero 2, 3, 7, 9 ed i plinti del solaio più recente risultano non sufficienti come dimensione di scarico delle sollecitazioni. Anche le verifiche a taglio e flessione dei sottoplinti risultano verificate per il 100% del sisma e quindi senza necessità di interventi particolari.
RISULTATO VERIFICHE GEOTECNICHE
SOTTOPLINTO CAPACITà PORTANTE SCORRIMENTO
SLV % SLV % 1 SI 100% SI 100% 2 NO 89% SI 100% 3 NO 94% SI 100% 5 SI 100% SI 100% 6 SI 100% SI 100% 7 NO 95% SI 100% 8 SI 100% SI 100% 9 NO 85% SI 100% Nuovi NO 45% SI 100%
Figura 114 -Risultato verifiche geotecniche
Anche le verifiche sul bicchiere mostrano netti miglioramenti infatti sia le verifiche sul bordo laterale, quelle sulle pareti laterali, sulla ciabatta, a punzonamento, ed anche le più gravose verifiche sul bordo frontale del bicchiere, riportate in FIGURA 115, risultano nella maggior parte dei casi verificate. Infatti solamente le verifiche sul bordo del bicchiere dei plinti numero 5, 8 e 9 risultano non sufficienti con
104 percentuali che variano dal 56 al 97%. Le verifiche a ribaltamento e scorrimento del plinto sul sottoplinto sono per tutti i plinti soddisfatte come si può vedere dalla
FIGURA 116.
RISULTATO VERIFICHE Bicchiere Plinto
Bicchiere
(SottoP.) BORDI BICCHIERE PUNZONAMENTO
SLV % SLV % 1 SI 100% SI 100% 2 SI 100% SI 100% 3 SI 100% SI 100% 5 NO 56% SI 100% 6 SI 100% SI 100% 7 SI 100% SI 100% 8 NO 83% SI 100% 9 NO 97% SI 100%
Figura 115 -Risultato verifiche sul bicchiere
Bicchiere (SottoP.) RIBALTAMENTO PLINTO-SOTTOPLINTO SCORRIMENTO PLINTO-SOTTOPLINTO SLV % SLV % 1 SI 100% SI 100% 2 SI 100% SI 100% 3 SI 100% SI 100% 5 SI 100% SI 100% 6 SI 100% SI 100% 7 SI 100% SI 100% 8 SI 100% SI 100% 9 SI 100% SI 100%
Figura 116 - Risultato verifiche ribaltamento e scorrimento plinto-sottoplinto
In conclusione dalle verifiche al livello fondale compiute si evince che vi sono 9 sottoplinti con problemi di capacità portante, in particolare i numeri 2,3,7,9,e nuovi e 6 bicchieri con problemi di rottura al bordo, in particolare i bicchieri numero 5,8 e 9. Inoltre dal modello risulta anche che vi è il plinto numero 9 che soggetto ad azione sismica può essere esposto a trazione. In FIGURA 117 si vanno ad individuare in maniera semplice ed immediata le principali criticità presenti in fondazione.
105
Figura 117 -Criticità in fondazione
In definitiva, a seguito dei risultati ottenuti si è concluso che per tali plinti sono necessari 3 tipi di interventi, il primo per risolvere il problema della capacità portante si utilizzeranno iniezioni di resine nel terreno che andranno ad aumentare la capacità di questo, il secondo per risolvere il problema della rottura del bicchiere si andranno a fasciare tramite FRP i bicchieri interessati da tale complicazione, infine il terzo per risolvere il problema del plinto soggetto a trazione si andrà a cucire pilastro plinto e sottoplinto tramite iniezioni armate passanti.
Il dettaglio delle soluzioni adottate sarà trattato nel capitolo riguardante gli interventi sull’esistente.
106
5.2 – Gli interventi da eseguire 5.2.1 – I dissipatori
L’intervento più importante è sicuramente l’inserimento di 7 dissipatori esterni alla struttura, questi consistono in un elemento dissipante di forma cilindrica posto a 45° rispetto all’asse longitudinale del pilastro. Il dissipatore, come precedentemente detto è di tipo BRB (Buckling Restrained Brace), composto da un tubo in acciaio con all’interno un elemento dissipante racchiuso in CLS per impedirne lo sbandamento. La testa del dissipatore verrà ancorata tramite piastra e ferri passanti al pilastro all’altezza del solaio intermedio, mentre il piede sarà fissato ai plinti appositamente realizzati.
Figura 118 -Schema statico dissipatori
Lo schema statico, come si può vedere anche dalla FIGURA 118, è rappresentato da una diagonale di lunghezza 4,95m facente parte di un triangolo rettangolo isoscele avente lato di 3,5m. La pianta risulta quindi come in FIGURA 119, mentre i prospetti sono rappresentati in FIGURA 120, infine si riporta uno schizzo prospettico in FIGURA 121.
107
Figura 119 - Pianta inserimento dissipatori
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Figura 121 - Vista prospettica inserimento dissipatori
5.2.1.1 – Verifiche del tubo (elemento n° 1)
Le prime verifiche effettuate sono quelle sul tubo che forma il diagonale di dissipazione riportato in FIGURA 122 con il nome di elemento 1, questo è il vero e proprio dissipatore formato come da FIGURA 123 e 124 da un tubo in acciaio esterno di diametro Φ300mm (dimensione ipotetica), un riempimento interno in CLS che ne impedisce l’instabilità e da un’anima interna in metallo che dissiperà l’energia del sisma, fra questa anima e il cls è presente una superficie che riduce l’attrito da scorrimento. Di difficile reperimento sono i dati tecnici di tali dissipatori, quindi le dimensioni presenti nelle pagine successive saranno un’indicazione progettuale che vogliono dare solamente una linea guida nel caso di effettiva realizzazione e nel caso di questa, si dovranno effettuare ulteriori studi maggiormente approfonditi. Per la realizzazione si dovranno richiedere all’azienda realizzatrice dei dissipatori con proprietà dettate dai grafici forza-spostamento e rigidezze precedentemente elencati.
109
Figura 122 -Nomenclatura elementi dissipatore
110
Figura 124 – Sezione tipo dissipatore (http://www.starseismic.net)
5.2.1.2 – Verifica della forchetta
Per unire la diagonale dissipativa al pilastro in alto ed al plinto in basso viene utilizzato un collegamento denominato a forchetta (FIGURA 125), è stata condotta una verifica a taglio sul perno centrale di collegamento, questo ha un diametro di 48mm ed una classe 10.9 questo ha una resistenza a taglio pari a 868kN contro una sollecitazione data dalla resistenza ultima del dissipatore pari a 800kN con una percentuale D/C pari al 92%.
111 Le lamine della forchetta sono soggette a trazione o compressione, per la prima come da FIGURA 126, dove l’acciaio utilizzato è S355 e lo spessore di questa è 20mm, lo sforzo Ned è pari a 800kN, mentre la resistenza plastica è pari a 2028kN e la resistenza a rottura della sezione netta è pari a 1542kN. Per la stabilità abbiamo sempre una sollecitazione di compressione pari a 800kN, λ=0,4 Φ=0,6 χ=0,95 che comportano un Nb,rd=1927 kN. Infine è stata eseguita una verifica a
rifolamento con un Fb,rd pari a 979,2kN.
Figura 126 - Verifica a trazione e stabilità acciaio NTC2008
5.2.1.3 – Verifica collegamento superiore (tubo-pilastro n° P1 e P2)
Il collegamento (FIGURA 127) è composto da 2 piastre di dimensioni 460mm per 500mm ed uno spessore di 20mm di acciaio S355, le due piastre sono collegate da 8 bulloni B8.8 Φ22 disposti su due file, questi dovranno passare all’interno del pilastro per permettere la trasmissione del taglio. Il collegamento è sollecitato da uno sforzo di trazione T=565 kN e da uno sforzo di taglio V=565 kN, inserendo appunto 8 bulloni ottengo su ognuno di essi un Fved=71kN e Fted=71kN,
112 effettuando una verifica a taglio-trazione sui bulloni ottengo un rapporto D/C pari al 90%, essendo Fvrd pari a 116kN e Ftrd di 174kN. Sempre sulle piastre è stata
effettuata una verifica a rifolamento con un Fbrd uguale a 224kN, quindi molto
superiore al taglio sollecitante ed infine una verifica a punzonamento con un Bped uguale a 71kN ed una resistenza pari a 250kN, quindi anche in questo caso verificata.
Figura 127 - Collegamento tubo-pilastro
5.2.1.4 – Verifica collegamento dissipatore - plinto esterno (n° P3)
Il collegamento dissipatore-plinto è composto da una piastra in acciaio S355 posizionata sulla paste esterna del plinto con uno spessore di 20mm, ed avente su di essa la forchetta già precedentemente analizzata per collegarla al dissipatore, questa verrà ancorata al plinto tramite 8 tirafondi costituiti da bulloni B8.8 Φ 20mm. Il collegamento è mostrato in FIGURA 128.
113
Figura 128 - Collegamento tubo-dissipatore
Il collegamento è sollecitato da uno sforzo di trazione o compressione, a seconda della direzione del sisma, pari alla capacità ultima del dissipatore cioè uguale a 800kN ed un taglio derivante dall’inclinazione pari a 35kN, inserendo appunto 8 bulloni B8.8 φ20 ottengo su ogni bullone Fted=100KN ed Fved=3,5kN ed andando
ad effettuare una verifica a taglio trazione ottengo un rapporto D/C pari al 54% con un Fvrd uguale a 94kN ed un Ftrd di 141kN. A titolo esemplificativo si riporta la
verifica effettuata in FIGURA 129. È stata poi effettuata una verifica a rifolamento con esiti ampiamente verificati, ed una verifica a punzonamento con una sollecitazione Bped uguale a 100kN ed una resistenza pari a Bprd= 0,6K · A5· GW· XY/5 230E1. Infine è stata calcolata una lunghezza minima dei tirafondi pari a
Z3 [3· \/ 4 ]3 80_`.
Figura 129 - Verifica a taglio-trazione bulloni piastra P3
Fv,Ed (N) 3500 Ft,Ed (N) 100000 Classe 8,8 d (mm) 20 γM2 1,25 fyb (N/mm 2 ) 640 ftb (N/mm 2 ) 800 An (mm 2 ) 314 Ares (mm 2 ) 245 Bulloni Sollecitazioni
Verifica con formula 4.2.65
Fv,Rd (N) 94080 Ft,Rd (N) 141120 0,543 1 1.4F F F F Rd t, Ed t, Rd v, Ed v, + ≤ Rd t, Ed t, Rd v, Ed v, 1.4F F F F +
114
5.2.2 – I nuovi plinti per i dissipatori
I dissipatori scaricano a terra le sollecitazioni tramite i nuovi plinti da realizzare, questi sono composti da una parte fuori terra a forma di triangolo isoscele che trasmette le forze dal diagonale al plinto. Questo, come rappresentato in FIGURA 130 è a base quadrata con lato di 200cm ed uno spessore di 50cm. Infine al disotto di esso è necessario l’inserimento di 4 pali di fondazione con un diametro di 60cm ed una lunghezza di 15 metri. Successivamente saranno dettagliati i vari componenti del plinto.
115
5.2.2.1 – Parte superiore (fuori terra)
La parte superiore (FIGURA 131-132) è composta da un solido in cemento armato C25/30 di forma triangolare con base 140cm, altezza 70cm e spessore di 60cm. L’armatura è composta da 4Φ20 nella zona superiore e 4Φ20 in quella inferiore, oltre a questi nella zona centrale vi sono gli 8 tirafondi Φ20mm che collegano la piastra P3.
Figura 131 - Parte superiore plinto
Figura 132 - Pianta parte superiore
Questo elemento è soggetto a compressione e trazione con uno sforzo Ned pari ad
800kN ed una resistenza a trazione di 983kN mentre a compressione pari a 7105kN, quindi ampiamente verificata. Per permettere la trasmissione delle
116 sollecitazioni al plinto vero e proprio questo è soggetto ad uno sforzo di taglio pari a 565kN, questo lo si riesce a sopportare tramite l’inserimento di staffe Φ10 passo 15cm riuscendo a sopportare un Vrd pari a 576kN.
5.2.2.2 – Verifiche del plinto
Poggiato su quattro pali il plinto ha dimensioni di 200 per 200cm ed uno spessore di 50cm, realizzato in cemento armato C25/30, questo ha l’armatura rappresentata in FIGURA 133, composta da 6+6 Φ14 sopra e sotto atti a sopportare la flessione ed in oltre una rete Φ14 maglia 15 sopra e sotto per prevenire problemi di taglio. Su ogni plinto agisce uno sforzo di trazione o compressione pari a 800kN inclinato a 45°. La verifica a flessione ha riscontrato un Mmax uguale a 141kNm, calcolato con
uno schema statico mostrato in FIGURA 134, contro un momento resistente pari a 153kNm. Come già detto, per il taglio non è presente un’armatura specifica ma grazie alle 2 reti si riesce a impedire la rottura per tale sollecitazione.
Figura 133 - Pianta plinto
117
5.2.2.3 – Verifica dei pali
Sotto ogni plinto sono presenti 4 pali del tipo trivellato, cioè un palo in cls armato C25/30, gettato in opera per il quale il tuboforma scende nel terreno per mezzo di speciali trivelle, il materiale viene estratto. Il palo, in FIGURA 135, di diametro 60cm e lunghezza pari a 15 metri è armato con una gabbia metallica composta Da 14 ferri longitudinali Φ 20, più nel tratto iniziale per una lunghezza di 600cm altri 14Φ22, questi sono trattenuti da una spirale composta da Φ8 passo 15cm.
Le sollecitazioni totali gravanti sul plinto sono uno sforzo normale di trazione o compressione Nsd=565kN, ed un taglio Vsd=565kN. Queste verranno ripartite sui 4
pali.
Figura 135 - Pianta pali di fondazione
Le verifiche seguenti sono presenti nell’eurocodice 7, queste riguardano il carico limite (EC7 7.6.3), i pali soggetti a trazione (EC7 7.7) e i pali soggetti a carichi orizzontali (EC7 7.8). successivamente verranno eseguite le verifiche strutturali del palo, trazione, taglio e flessione.
118 Carico limite (EC7 7.6.3)
Lo scopo di tale verifica è quella di dimostrare che la fondazione è in grado di sopportare il carico di progetto con adeguato margine di sicurezza, la verifica prevede che Fcd<Rcd dove il primo termine è il carico assiale di compressione,
mentre il secondo termine è la somma di tutti i contributi alla capacità portante della palificata.
Figura 136 - Riassunto verifica della portanza e sezione del palo
In FIGURA 136 è riportato un riassunto della verifica effettuata dove si può notare che la portanza ridotta di ogni singolo palo è pari a 1076kN contro i soli 142kN di
119 sollecitazione. Questo sovradimensionamento, come si vedrà in seguito è dato dal fatto che tale verifica non è la più restrittiva, infatti visto che il sistema può entrare in trazione vi sono problemi di sollevamento ed anche problematiche date dagli ingenti carichi orizzontali. Le successive verifiche mostreranno proprio questi aspetti.
Palo soggetto a trazione (EC7 7.7)
La verifica è atta a dimostrare che la fondazione è in grado di sostenere il carico di progetto con adeguato margine di sicurezza nei confronti della rottura per trazione, la verifica è Ftd<Rtd dove Ftd è il carico di trazione mentre Rtd è la resistenza di
progetto (FIGURA 137). Svolgendo i calcoli, seguendo anche l’appendice F dell’eurocodice abbiamo trovato un pari a 565 kN contro una resistenza ultima a trazione valutata pari a 970kN.
120 Portanza limite x carichi orizzontali (EC7 7.8)
Infine è stata condotta la verifica per dimostrare che il palo sia in grado di sopportare il carico trasversale di progetto con la formula Ftrd<Rtrd dove la prima è
la sollecitazione di progetto e la seconda la resistenza. La formula proposta è e da questa ricavando Hlim e
dividendolo per i coefficienti di sicurezza (1,7 e 1,3) otteniamo un Rtrd pari a 148kN
contro un carico orizzontale sollecitante pari a 145kN. Queste verifiche sono state eseguite ad un livello preliminare, per la realizzazione dei dissipatori si consigliano ulteriori approfondimenti sfruttando anche la collaborazione di codici di calcolo e analisi in sito.
Sono state infine condotte verifiche strutturali sui pali, la prima riguarda la trazione, considerando un armatura continua pari a 14Φ20 si ha uno sforzo normale resistente pari a 800kN contro una sollecitazione di progetto pari a 145kN. Successivamente è stato analizzato il taglio che, inserendo staffe a spirale Φ 8 passo 15 riusciamo ad avere una resistenza di progetto pari a 178kN contro una sollecitazione di 145kN. Infine è stata condotta una verifica a flessione considerando prima una distribuzione di carico triangolare, FIGURA 138, da questa abbiamo un q0 pari a 0kN, un q1 uguale a 18,9kN, considerando un’armatura continua di 14Φ20 otteniamo un momento resistente di 360kN, tale armatura è sufficiente da una profondità di 5m, per una profondità minore è necessario incrementare l’armatura con altri 14Φ22 per un momento resistente totale pari a 751kNm contro un momento massimo sollecitante di 708kNm.
121 Poi è stato considerato il suolo elastico (terreno alla Winkler, in FIGURA 139) e ripetendo la verifica abbiamo verificato che non vi fossero momenti sollecitanti superiori hai resistenti già individuati. Cosi, come ci si poteva aspettare non è stato, con un momento sollecitante massimo pari a 350kNm e quindi verificato.
122
5.2.3 – Gli interventi sull’esistente
Come precedentemente detto si rendono necessari interventi su alcuni plinti della struttura esistente, riassunti in FIGURA 140. In particolare 9 plinti hanno problemi di capacità portante, 6 di rottura del bicchiere ed infine un plinto è soggetto a trazione.
Figura 140 - Interventi sui plinti esistenti
5.2.3.1 – Rottura del bicchiere
Per risolvere questo problema è stato deciso di inserire sul collo del bicchiere fasciature con FRP e di far assorbire ad esse le forze orizzontali trasmesse dal pilastro al plinto. La forza massima agente sul bicchiere è pari a 600kN, quindi la resistenza a trazione dello strato di FRP dovrà essere maggiore di tale valore. Si è scelto di impiegare tessuti quadri assiali bilanciati in fibre di vetro (tipo MAPEWRAP G QUADRI-AX della MAPEI S.p.A.). i tessuti dovranno essere posti in opera con il “sistema ad umido” rispettando la seguente procedura: applicazione di primer, rasatura del sottofondo, impregnazione del tessuto a piè d’opera.
Sarà necessario utilizzare 2 fasce di larghezza 48,5cm ed un solo strato per ogni fascia. I tessuti in fibra di vetro dovranno avere le caratteristiche riassunte in FIGURA 141, risulterà quindi una resistenza globale della fasciatura pari a 1110kN
123 superiori ai 600 richiesti. In FIGURA 142 è riportato un disegno esplicativo dell’applicazione della fasciatura.
Figura 141 - Caratteristiche FRP (dal sito http://www.mapei.com/IT-IT/)
Figura 142 - Inserimento FRP ed esempio di giunzione
5.2.3.1 – Capacità portante
È stato deciso di effettuare iniezioni di resine espandenti nel terreno. Non è ipotizzabile a priori numero e disposizione di esse ma dovranno essere effettuate prove geotecniche accurate da parte dell’azienda incaricata dell’intervento. Si considera comunque largamente fattibile tale provvedimento visto che l’incremento richiesto per i plinti non verificati varia dal 5 al 55% (per i plinti della parte più recente), mentre gli incrementi garantiti da tale soluzione mediamente variano dal 50 al 300% dell’iniziale capacità portante del terreno. Il sistema considerato è il così detto Sistema MULTIRESINE®, questo sfrutta l’iniezione di due tipi di formulato, un formulato A, che esercita una spinta isotropa di consolidamento, ed un formulato B, in grado di raggiungere densità elevate anche in condizioni di basso confinamento. Il sistema si autoregola in base alla rilevazione dei dati tecnici, utilizzando la resina A quando il terreno è compatto, con vuoti microscopici e la resina B in condizioni di terreno con vuoti macroscopici
124 o elevata compressibilità. Il sistema rileva il livello di assorbimento e commuta in modo automatico l’iniezione dell’una o dell’altra resina. La commutazione da un materiale all’altro avviene rilevando micrometricamente parametri di pressione e/o di flusso, ma anche interpretando le tendenze di tali parametri mentre vengono rilevati. In FIGURA 143 è riportato un esempio di ingombro con intervento con resine.
Figura 143 -Esempio di intervento con resine
Le iniezioni sono effettuate con interasse massimo di un metro e l’iniezione delle resine espandenti viene effettuata nell’interfaccia terreno-fondazione in modo da interessare tutto il bulbo di tensione indotto dalla struttura sovrastante e influenzato dalla geometria della stessa, migliorando le caratteristiche di resistenza al taglio e di compressibilità del terreno di fondazione.
Il consolidamento del terreno viene realizzato sfruttando un sistema di iniezione che produce sul terreno interessato un’azione lenta e continua data dalla espansività controllata della resina, che può raggiungere spinte teoriche non superiori ai 5 kg/cmq in quanto l’applicazione di pressioni superiori induce azioni dinamiche incompatibili con la matrice stessa del terreno e influisce
125 negativamente sulla dissipazione delle tensioni neutre e quindi sulla durabilità degli effetti. La procedura realizza la compattazione limite nel volume di terreno significativo per la fondazione. L’incremento reale della capacità portante del terreno di fondazione potrà essere verificato in corso d’opera mediante apposite prove di collaudo. La locazione delle prove di collaudo dovrà essere scelta in modo da ridurre la loro distanza allo scopo di minimizzare l’eventuale presenza di variazione laterali della litologia. Il tipo di prova più adeguato per l’utilizzo nella forma pre e post intervento dovrà essere scelto avendo cura di non superare i limiti imposti dalla metodologia di prova specifica impiegata. Saranno comunque da privilegiare quelle prove geognostiche che, eseguite in sito, consentano la determinazione di parametri in continuo e permettano la maggiore ripetitività possibile (ad esempio prove penetrometriche).
5.2.3.1 – Plinto soggetto a trazione
Infine l’ultimo problema rilevato, la trazione in uno dei plinti n°9, può condurre ad uno sfilamento del pilastro dal bicchiere visto il vincolo di semplice appoggio. Per non incorrere in tale problema si è scelto di andare a collegare, come mostrato in FIGURA 144 e 145, pilastro e plinto tramite 4Φ20 e plinto con sottoplinto operando tramite 6 ferri Φ14. Per il collegamento pilastro-plinto vi è una trazione massima di 300kN, quindi la sollecitazione di taglio agente su ogni ferro sarà pari a 75kN, effettuando una verifica come per i bulloni soggetti a taglio si ottiene una resistenza pari a 141kN per un rapporto D/C pari al 80%. Mentre ognuno dei ferri di collegamento fra plinto e sottoplinto sarà soggetto ad una trazione di 50kN quindi effettuando una verifica ad essa si ottiene con ferri Φ14 una resistenza di 66kN (D/C=54%). Per fare ciò si dovrà fare uno scavo per portare alla luce il bicchiere e il sottoplinto, successivamente effettuare i fori passanti orizzontali fra plinto e pilastro e i fori verticali che permetteranno l’introduzione dei ferri di collegamento fra plinto e sottoplinto. Tale operazione può sembrare decisamente scomoda, ma vista la posizione del plinto in esame (zona esterna del magazzino), l’intervento non comporterà complicazioni nella produzione della committenza.
126
Figura 144 - Disposizione ferri di cucitura vista laterale
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5.3 – Conclusioni
Il terremoto dell'Emilia, come già detto, è stato un evento sismico caratterizzato da una serie di scosse localizzate in una zona altamente industrializzata, i cui danni hanno drammaticamente messo in evidenza tutte le problematiche relative a tali costruzioni nei confronti di sollecitazioni orizzontali. Tali strutture, infatti, hanno dimostrato evidenti carenze strutturali in caso di evento sismico. Ciò ha quindi spinto le autorità competenti ad adottare decisioni per la messa in sicurezza degli edifici ma che allo stesso tempo garantissero un rapido recupero della produzione. Per tale motivo, il Governo Italiano il 6 giugno 2012 ha emanato il D.L. n°74, trasformato con modificazioni nella Legge n°122 del 1° agosto 2012 contenenti indicazioni sugli interventi da eseguire nella regione colpita dal terremoto. In particolare sono stati previsti nella legge controlli a breve termine che, se non riscontranti pesanti carenze strutturali, o alla risoluzione di queste, danno diritto al permesso di agibilità provvisorio della durata di sei mesi. Le disposizioni a lungo termine invece prevedono una verifica della sicurezza sismica della struttura in maniera analoga a quella prevista per le nuove costruzioni, ma con un livello inferiore di sicurezza (60% del sisma di progetto).
Alla luce di quanto esposto, è stata eseguita un’analisi di vulnerabilità sismica di un capannone industriale sito a Ferrara in cemento armato prefabbricato. Per permettere una più profonda conoscenza di questo sono state condotte un’analisi statica, un’analisi dinamica modale ed in seguito una più approfondita analisi statica non lineare. I risultati mostrano che la struttura, se modellata con incastri a terra, possiede una buona duttilità e non necessita di particolari interventi in elevazione, mentre il comportamento della struttura considerando le fondazioni presenta forti criticità fra cui possibili rotture del bicchiere, problemi di ribaltamento
128 e scorrimento del plinto che limitano fortemente la sua capacità e rendono necessario un intervento di adeguamento.
Sulla base dei risultati ottenuti e tenendo in considerazione la richiesta della committenza di non interrompere le attività all’interno della struttura, sono state individuate diverse soluzioni di adeguamento, valutandone gli aspetti sia positivi che negativi e successivamente individuando la soluzione ritenuta ottimale per il caso in esame. Le soluzioni prevedono o di effettuare interventi locali in fondazione come fasciature con FRP, cuciture fra pilastro plinto e sottoplinto e allargamenti della base fondale, oppure di inserire dissipatori sismici per ridurre le sollecitazioni gravanti sulle fondazioni e di conseguenza diminuire il numero di interventi. Effettuando alcune analisi preliminari e vista l’eccessiva difficoltà realizzativa di alcune di queste, siamo giunti alla conclusione che la soluzione ottimale, in FIGURA 146, prevede l’inserimento di 7 dissipatori esterni di tipo BRB, in blu nella figura, di cui 4 in direzione Y e 3 in direzione X.
Figura 146 - Schizzo prospettico soluzione adottata
È stata ritenuta la più idonea perché permette di ridurre al minimo i difficili ed onerosi interventi in fondazione e permette inoltre di rispettare le richieste della committenza di non interrompere o ridurre il più possibile le interruzioni delle attività all’interno dell’edificio. I principali vantaggi e svantaggi di questa soluzione sono riportati in FIGURA 147. Per il compimento della soluzione scelta gli interventi
129 da eseguirsi sono la realizzazione di 7 plinti su pali che andranno a formare le fondazioni dei dissipatori, l’inserimento delle diagonali dissipative da ancorarsi ai pilastri e gli indispensabili interventi sulle fondazioni esistenti, in particolare 9 iniezioni di resine nel terreno, 6 fasciature tramite FRP del bicchiere del plinto di fondazione ed infine una cucitura fra pilastro, plinto e sottoplinto per l’unico pilastro che può entrare in trazione.
Figura 147 - Resoconto pregi e difetti soluzione adottata
In definitiva, a seguito delle numerose analisi svolte si ritiene indispensabile la realizzazione di tale adeguamento sismico, previi ulteriori approfondimenti, in quanto l’inserimento dei dissipatori permetterà di raggiungere un livello di sicurezza nei confronti del sisma paragonabile a quello richiesto per le nuove costruzioni. Inoltre, l’intervento proposto, permette di limitare al massimo gli interventi invasivi sulle fondazioni, riducendo il loro numero da 55 a 16, minimizzando quindi le operazioni che potrebbero interferire con lo svolgimento delle attività dell’azienda.
