Capitolo VII Conclusioni

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Capitolo VII - Conclusioni

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Capitolo VII

Conclusioni

Nella presente tesi è stata effettuata la valutazione di vulnerabilità sismica di un edificio in c.a. progettato secondo il R.D.2229/1939 ed in seguito sono state effettuate delle ipotesi di intervento mediante controventi dissipativi.

La struttura è stata modellata mediante il programma agli elementi finiti OpenSEES, grazie al quale è stato possibile tenere in considerazione le nonlinearità sia di tipo geometrico (definendo una matrice di trasformazione delle coordinate locali di tipo

corotational, cioè che tiene conto, ad ogni passo di integrazione, della configurazione

deformata della struttura), sia dovute al materiale (attraverso la suddivisione delle sezioni in fibre ed assegnando un legame tensione – deformazione non lineare ad ogni fibra).

L’analisi di vulnerabilità dell’edificio ha messo in evidenza una totale insufficienza della resistenza a taglio delle colonne e quindi la necessità di un intervento di tipo locale su di esse per aumentarne la capacità resistente. Nell’ipotesi di aumentare la resistenza delle colonne in modo tale che la crisi per taglio non sopraggiunga prima della formazione delle cerniere plastiche, si sono condotte, per entrambe le direzioni, delle analisi di tipo statico nonlineare per mettere in evidenza ulteriori carenze strutturali. E’ da sottolineare la sensibilità del modello, definito mediante fibre, alla rigidezza equivalente del solaio. Sono state eseguite, infatti, diverse analisi modellando gli orizzontamenti ogni volta mediante rigidezze diverse (piano rigido, assenza del solaio, sistema reticolare equivalente) ed è stato trovato che una maggiore rigidezza conduce ad un comportamento globale della struttura più rigido e resistente ma meno duttile. Viceversa, l’assenza del solaio implica una rigidezza e resistenza minore ma una migliore duttilità. La sensibilità del modello alla rigidezza degli orizzontamenti dipende inoltre dal coinvolgimento o meno delle travi nel meccanismo di collasso: se la rottura avviene nelle travi allora il modello risulta molto sensibile; se le travi sono sufficientemente resistenti e il collasso avviene per rottura delle colonne, allora la sensibilità è bassa.

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Ne è risultato che la struttura ha un comportamento profondamente diverso nelle due direzioni principali.

In direzione dell’orditura dei telai (direzione X) la struttura presenta un comportamento

colonna debole – trave forte, che porta alla formazione di un piano soffice in

corrispondenza del piano terra e il collasso avviene per rottura per pressoflessione della testa delle colonne di questo piano. La duttilità esibita dalla struttura in questa direzione non è sufficiente a raggiungere i livelli richiesti dal terremoto di progetto per lo Stato

Limite di Salvaguardia della Vita, valutato mediante gli spettri di risposta (µreq = 3.69 >

µ = 1.69). È da sottolineare inoltre la bassa sensibilità del modello, per le analisi in

questa direzione, alla rigidezza del solaio.

In direzione ortogonale a quella di orditura dei telai (direzione Y) la struttura presenta invece un comportamento più favorevole dal punto di vista sismico, di colonna forte –

trave debole, dovuto alla ridotta sezione delle travi in questa direzione, progettate per

portare unicamente il peso proprio e quello delle tamponature insistenti su di esse. Il collasso della struttura avviene per rottura a flessione delle travi del primo piano. In corrispondenza del nodo trave – pilastro, infatti, l’armatura è stata progettata per resistere unicamente (a parte i ferri reggi staffe) a momenti negativi, senza perciò tenere in conto la possibilità di inversione del segno del momento dovuto ai carichi sismici orizzontali. La duttilità esibita dalla struttura in questa direzione, nonostante sia maggiore rispetto a quella esibita in direzione ortogonale, non è comunque sufficiente a

raggiungere i livelli richiesti dal terremoto di progetto (µreq = 3.66 > µ = 2.24). È da

sottolineare l’elevata sensibilità del modello, per le analisi in questa direzione, alla rigidezza del solaio. Sensibilità dovuta al fatto che il meccanismo che governa il collasso della struttura coinvolge proprio le travi.

Una volta eseguita l’analisi di vulnerabilità sismica dell’edificio e stabilita la necessità di un intervento di tipo globale, sono state effettuate varie ipotesi di intervento mediante l’aggiunta di un sistema di controventi dissipativi, sia di tipo concentrico che eccentrico. Controventi concentrici:

Sono stati provate disposizioni sia a croce di S.Andrea, sia disposizioni ad “albero” (con una sola diagonale per telaio) e per ognuna sono stati utilizzati differenti profili della serie HE.

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Dall’analisi in direzione dell’orditura dei telai è risultato che la migliore disposizione è la X3 (vedi cap.VI) cioè quella con presenza dei controventi disposti a croce di S.Andrea nel campo centrale e in quelli laterali. Grazie alla presenza di travi sufficientemente resistenti, l’adeguamento in questa direzione non pone particolari problemi.

In direzione ortogonale a quella di orditura dei telai è risultato che la disposizione ad albero ha un comportamento migliore in quanto distribuisce gli sforzi derivanti dall’applicazione del carico orizzontale su un maggior numero di colonne. In particolare lo schema di disposizione Y4 ha dato i migliori risultati in termini di rapporto tra duttilità disponibile e duttilità richiesta. Sono stati provati in questa disposizione dei profili HEB160, HEB140 e HEB120. È risultato che i profili HEB160 sono troppo rigidi e resistenti e la struttura giunge al collasso prima che i controventi si possano plasticizzare. Inoltre il collasso avviene a causa della rottura per tensoflessione di una colonna ed è risultato quindi utile modellare anche le aste compresse in modo da cogliere questo tipo di meccanismo. I profili HEB140 e HEB120 hanno invece dato risultati positivi, riuscendo a fornire alla struttura rigidezza, resistenza e duttilità adeguate per far fronte ad un terremoto con tempo di ritorno di 475 anni.

Controventi eccentrici:

E’ stato utilizzato uno schema a Y invertita, quindi con un link verticale che si va a collegare alla trave esistente in c.a. Anche in questo caso sono state utilizzate diverse disposizioni nelle due direzioni.

In direzione dell’orditura dei telai non sono stati riscontrati eccessivi problemi, anche grazie ai risultati ottenuti dalle analisi con controventi concentrici. Si è dunque provata un’unica disposizione dei controventi, cioè quella in cui essi sono presenti nei telai laterali ed in quello centrale, utilizzanto come link un profilo HEA260 alto 400mm e acciaio del tipo S235. Questa soluzione ha fornito alla struttura rigidezza, resistenza e duttilità adeguate per far fronte al terremoto di progetto.

In direzione ortogonale a quella dell’orditura dei telai sono state provate diverse configurazioni e diversi profili e lunghezze dei link. Ne è risultato che la presenza dei telai di controvento nei due soli campi centrali (configurazione Y1) non è sufficiente ad adeguare la struttura anche in considerazione del fatto che le travi in questa direzione sono molto esili e non permettono l’utilizzo di link con resistenza superiore a quella di

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un profilo HEA400 e acciaio del tipo S235. E’ stato dunque necessario inserire i controventi anche nei campi laterali al piano terra e al primo piano (configurazione Y2). In questo modo si riescono a fornire alla struttura la rigidezza, la resistenza e la duttilità adeguate per far fronte al terremoto di progetto.

Dal confronto dei risultati ottenuti per l’adeguamento sismico in entrambe le direzioni principali della struttura, si è trovato che il livello di protezione offerto dai due schemi di diposizione dei controventi, concentrico ed eccentrico, è paragonabile. In direzione dell’orditura dei telai infatti il rapporto tra capacità della struttura e domanda di prestazione intermini di duttilità è pari a 1.36 per l’adeguamento mediante controventi concentrici (disposizione X3 e profili HEB140) e 1.58 per l’adeguamento mediante controventi eccentrici (disposizione X1 e link HEA260 e=400mm). In direzione ortogonale invece i rispettivi valori del rapporto appena citato valgono 1.36 e 1.27.