8
Adeguamento sismico della struttura
8.1 Introduzione
Considerando i risultati relativi alle verifiche riportate al capitolo precedente, si osserva che la struttura in esame presenta delle carenze localizzate a livello delle colonne della sottostruttura. Questi elementi, continui dal livello delle fondazioni fino alla quota in cui incontrano le tramogge, risultano caricati del peso delle tramogge, del materiale contenuto in esse e dal peso della sovrastruttura. Le colonne in questo tratto inoltre presentano una snellezza elevata. In conseguenza di queste criticità, più dettagliatamente esposte al capitolo precedente, sono state studiate tre proposte d’intervento:
1) Aumento della rigidezza della struttura mediante l’inserimento di nuovi controventi concentrici e regolarizzazione dello schema dei controventi presenti; 2) Isolamento della struttura alla base mediante l’utilizzo di isolatori elastomerici; 3) Inserimento di controventi ad instabilità impedita (BRB).
Come sarà possibile vedere più dettagliatamente nei paragrafi successivi, la prima soluzione mira ad una razionalizzazione della rigidezza, rendendo più efficiente il sistema di controventi presenti; risulta inoltre essere la più vantaggiosa tra le tre proposte essendo un intervento minimale e conveniente da punto di vista economico.
Tuttavia a titolo di studio sono state esaminate anche le altre due soluzioni, l’isolamento alla base e l’utilizzo di controventi dissipativi: sistemi di protezione passiva all’avanguardia dell’ingegneria antisismica.
8.2 Sostituzione e regolarizzazione degli elementi di controvento
L’intervento più immediato e di semplice realizzazione è quello di inserire dei nuovi controventi concentrici e regolarizzare lo schema di quelli presenti ovvero rendendo simmetrici e concentrici alcuni dei controventi presenti. Questo è un intervento che mira, come già anticipato ad un aumento ed a una razionalizzazione della rigidezza,diminuendo gli spostamenti. Aumentando la rigidezza si va verso uno schema strutturale meno dissipativo, con sollecitazioni più alte.
Come già ampiamente descritto in precedenza ai Capitoli 4 e 5 si può osservare, a livello della sottostruttura, la presenza in entrambe le direzioni di una vasta tipologia di controventi che rendono lo studio della struttura, in apparenza semplice e regolare, complesso; dalla quota di 4.65 m alla sommità delle colonne, là dove poggiano le tramogge, si sviluppa un sistema di controventi a portale con elementi rompitratta nel portale centrale e controventi a diagonale singola negli altri. In particolare i controventi non si ancorano alla sommità della colonna, ma ad una quota leggermente inferiore pari a 11.47 m, per un altezza libera di inflessione della colonna pari a 7.15 m. Come già descritto ampiamente al capitolo precedente, i controventi originali così progettati impegnano le colonne flessione, provocando la crisi di questi elementi.
L’intervento proposto è quello di uniformare la tipologia di controventi in tutta la struttura, ovvero di sostituire il sistema di controventi eccentrici sopra descritto con dei controventi concentrici ad X, che si estendono dalla quota di 4.65 m fino alla sommità della colonna, ancorandosi nel nodo trave colonna e non più ad una quota inferiore. Per ridurre la lunghezza libera d’inflessione della colonna sono stati inseriti in posizione centrale degli elementi rompitratta. La nuova lunghezza libera di inflessione è ora pari a 3.57 m.
8.2.1
Modellazione della struttura agli elementi finiti
Per la verifica degli elementi strutturali vengono apportate delle modifiche al modello originale ed effettuata nuovamente l’analisi modale.
Come descritto al paragrafo precedente in tutti i portali vengono sostituti dei controventi concentrici ad X. Figura 8.1. Sono stati utilizzati per la realizzazione dell’intervento dei profili UPN 180 accoppiati.
Figura 8.1 : Nuova configurazione con incremento di controventi rigidi
8.2.2
Risultati dell’analisi modale
La tabella seguente mostra i periodi propri della struttura e le relative masse modali. Come ci si aspettava l’incremento di rigidezza derivante dall’aggiunta e dalla regolarizzazione dei controventi rigidi ha determinato un abbassamento del periodo proprio di vibrare, passando da un valore di T1 paria 1.03sec della struttura ante
intervento ad un valore di T1 pari a 0.79sec per la struttura adeguata sismicamente. I
primi due modi di vibrare principali (il primo e il terzo) sono traslazionali puri rispettivamente lungo X e lungo Y. E’ necessario il calcolo di 18 modi di vibrare al fine
di mobilitare l’85% della massa come richiesto da Normativa. Si riportano i modi in Tabella 8.1.
Tabella 8.1 : Modi di vibrare principali
T1: 0.79 sec T2: 0.62 sec
Figura 8.2 : Modello 3D – 1° modo di Figura 8.2: Modello 3D – 3° modo di vibrare (lungo X); T1=0.79 sec vibrare (lungo Y); T3=0.62 sec Mpart,x=95% Mpart,x=95%;Mpart,y=81%
TABLE:''Modal'Participating'Mass'Ratios
OutputCase StepType StepNum Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ
Text Text Unitless Sec Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless MODAL Mode 1 0,799849 0,95057 6,22E>09 1,725E>06 0,95057 6,22E>09 1,725E>06 MODAL Mode 2 0,737499 0,0007 0,00001458 1,969E>09 0,95127 1,459E>05 1,727E>06 MODAL Mode 3 0,622748 1,119E>09 0,81795 1,485E>07 0,95127 0,81796 1,875E>06 MODAL Mode 4 0,511248 4,413E>08 0,00041 2,239E>10 0,95127 0,81837 1,875E>06 MODAL Mode 5 0,440452 8,997E>08 3,546E>12 0,00342 0,95127 0,81837 0,00342 MODAL Mode 6 0,438031 0,00002113 2,064E>11 0,01485 0,95129 0,81837 0,01827 MODAL Mode 7 0,377087 1,022E>11 5,583E>07 1,644E>11 0,95129 0,81837 0,01827 MODAL Mode 8 0,370991 3,858E>13 0,00395 1,526E>09 0,95129 0,82232 0,01827 MODAL Mode 9 0,364867 5,482E>10 3,063E>09 4,291E>08 0,95129 0,82232 0,01827 MODAL Mode 10 0,357414 1,281E>09 1,088E>10 1,687E>11 0,95129 0,82232 0,01827 MODAL Mode 11 0,339149 1,867E>09 0,00001672 2,547E>11 0,95129 0,82234 0,01827 MODAL Mode 12 0,320117 2,596E>10 0,0091 3,874E>09 0,95129 0,83144 0,01827 MODAL Mode 13 0,314968 0,00069 2,853E>09 2,322E>08 0,95199 0,83144 0,01827 MODAL Mode 14 0,298051 4,902E>07 3,297E>08 4,76E>08 0,95199 0,83144 0,01827 MODAL Mode 15 0,297663 6,563E>08 3,732E>09 5,678E>09 0,95199 0,83144 0,01827 MODAL Mode 16 0,294061 2,453E>09 0,00616 7,367E>10 0,95199 0,8376 0,01827 MODAL Mode 17 0,290545 4,495E>10 0,00008421 8,888E>11 0,95199 0,83769 0,01827 MODAL Mode 18 0,274651 1,264E>09 0,06857 1,682E>07 0,95199 0,90626 0,01827
8.2.3 Verifica delle colonne
Alla luce delle verifiche riportate al Capitolo 7, le colonne della sottostruttura che si trovano alla quota di 4.65 m rappresentano i soli elementi critici della struttura.
Per semplicità si riporta nella tabella seguente solamente i risultati relativi alle verifiche di questi elementi. I riferimenti normativi sono analoghi a quelli già esposti nel caso della struttura ante intervento e non saranno qui ripetuti, rimandando all’appendice A le disposizioni previste. Sono riportate le verifiche relative alle sole colonne dei primi quattro portali data modularità della struttura.
I dettagli completi delle verifiche sono riportati in Appendice B.1
Alla luce dei risultati sopra riportati si osserva che la verifica delle colonne risulta soddisfatta in tutti i casi.
8.3 Isolamento sismico della struttura alla base
Un criterio d’intervento proposto è quello di isolare la struttura mediante l’utilizzo di isolatori elastomerici. Si fa riferimento al modello SI fornito da FIP Industriale. Figura 8.3
Attraverso l’utilizzo di questi dispositivi ci proponiamo di disaccoppiare il moto del terreno da quello della struttura, introducendo una sconnessione alla base della colonna. La struttura risulterà suddivisa in due parti:
• la sottostruttura , la parte della struttura posta al di sotto dell’interfaccia del sistema d’isolamento e soggetta direttamente agli spostamenti imposti dal movimento sismico del terreno. In questo caso per sottostruttura intendiamo il sistema di fondazione posto al di sotto degli isolatori sismici.
• la sovrastruttura, parte della struttura posta al di sopra dell’interfaccia di isolamento.
Il principio dell’isolamento è quello di ridurre, in caso di evento sismico, la deformazione dell’edificio concentrando la domanda di spostamento all’interno del sistema di isolamento interposto tra terreno e struttura isolata.
Descrizione Isolatore tipo SI- FIP Industriale
Gli isolatori elastormerici della serie SI sono dispositivi di appoggio in elastomero armato, cioè costituiti da strati alterni di acciaio e di elastomero collegati mediante vulcanizzazione. Sono caratterizzati da ridotta rigidezza orizzontale, elevata rigidezza verticale ed opportuna capacità dissipativa.
Queste caratteristiche consentono rispettivamente di aumentare il periodo proprio della struttura e di sostenere i carichi verticali senza apprezzabili cedimenti. I parametri fondamentali nella determinazione delle rigidezze verticale ed orizzontale sono le caratteristiche geometriche degli isolatori (ad esempio le dimensioni globali, gli spessori dei singoli stati, ecc.) e le caratteristiche meccaniche dell’elastomero. La capacità dissipativa degli isolatori è invece determinata dal tipo di mescola elastomerica, che solitamente è ad alto smorzamento.
Questi isolatori sono identificati dalla sigla SI (Seismic Isolator) seguita da una lettera (S, N, H per indicare rispettivamente il tipo di mescola morbida, normale e dura) e da due cifre. La prima rappresenta il diametro in millimetri, la seconda lo spessore degli strati in gomma in millimetri.
Gli obiettivi che ci proponiamo di raggiungere con l’impiego di questi dispositivi sono quello di disaccoppiare il moto della sovrastruttura con quello del terreno limitando la quantità di energia sismica in ingresso e di limitare al minimo i danni della sovrastruttura e della sottostruttura.
E’ opportuno sottolineare che la scelta di adottare degli isolatori elastomerici per questo intervento è solamente una delle scelte possibili.
Oltre agli isolatori elastomerici infatti esistono anche altre tipologie di isolatori che sarebbero potuti essere utilizzati. Un esempio sono quelli a doppio pendolo che rispetto agli elastomerici hanno il vantaggio di essere autocentranti, ovvero riportano la struttura alla configurazione iniziale ante sisma.
8.3.1 Modellazione della struttura agli elementi finiti
Per la verifica degli elementi strutturali, come nel caso dell’adeguamento sismico attraverso l’incremento e la regolarizzazione dei controventi rigidi descritta al capitolo precedente, vengono apportate delle modifiche al modello originale ed effettuata nuovamente l’analisi modale.
In particolare è stato pensato di introdurre gli isolatori alla base delle colonne, ovvero alla quota di 1 m dal piano di fondazione, precisamente nel punto in cui le colonne, realizzate con profilo HEA 400, si incontrano con i basamenti in cemento armato di dimensioni 0.80 x0.80 x1.00 m.
Per la realizzazione di questo sistema di isolamento sismico è necessario che nella struttura sia presente alla quota di inserimento degli isolatori un piano rigido.
Alla quota di 1.00 m è stato perciò modellato un piano rigido attraverso l’inserimento nel modello tridimensionale di elementi “shell”, salvo poi tenere in conto che tale piano dovrà essere realizzato nella realtà nel caso in cui si proceda alla realizzazione di questo sistema di adeguamento sismico, in quanto non presente nella struttura originale. Figura 8.4. Oltre alle difficoltà e al costo di realizzazione si deve considerare che tale piano riduce l’accessibilità alla sottostruttura.
Figura 8.4 : Vista 3D-SAP 2000. Inserimento del piano rigido a quota 1.00 m dal piano di fondazione Per dimensionare l’isolatore si fa riferimento a:
• carico verticale massimo in assenza di sisma Fzd
In particolare nella struttura in esame si hanno i seguenti valori massimi: V = 1094 kN
Fzd = 1842 kN
Facendo riferimento al catalogo fornito da FIP Industriale, Tabella 8.3, si decide di adottare il modello SI-S 450/54, ovvero un isolatore elastomerico del diametro di 400 mm realizzato con mescola elastomerica morbida, con strati in gomma aventi spessore totale 54 mm
Tabella 8.3 : Tabella dati relativi all’isolatore elastomerico tipo SI – FIP Industriale
Figura 8.5 : Sezione isolatore elastometico - FIP Industriale
E’ possibile quindi modellare nel programma di calcolo SAP 2000 i dispositivi di isolamento mediante l’inserimento di molle dotate di rigidezza verticale Kv alta e
orizzontale Ke molto bassa. Precisamente selezionando i nodi in fondazione alla quota di 0.00 m si assegnano delle molle di rigidezza:
Ke = 1180 kN/m Rigidezza orizzontale Kv = 1369000 kN/m Rigidezza verticale
Figura 8.6: Definizione springs nei nodi in SAP 2000
8.3.2 Risultati dell’analisi modale
La tabella seguente mostra i periodi propri della struttura e relative masse modali. Come ci si aspettava, rispetto al modello a base fissa, si ha un incremento del periodo; si osserva inoltre che i primi modi di vibrare riescono ad attivare rispettivamente il 98% delle masse in direzione X e il 99% delle masse in direzione Y.
Figura 8.7: Modello 3D - 1°modo di vibrare (lungo X). T1 =2.26. Mpart,x = 98 %
8.3.3 Verifica delle colonne
Analogamente a quanto già esposto al capitolo 8.2.3 si riportano di seguito i soli risultati delle verifiche a instabilità delle colonne della sottostruttura comprese tra la quota di 4.65 m e 10.2 m relative ai primi quattro portali. I dettagli completi delle verifiche sono riportati in Appendice B.2
Tabella 8.5: Dettaglio verifica delle colonne
Alla luce dei risultati sopra riportati si osserva che la verifica delle colonne risulta soddisfatta in tutti i casi.
8.4.
Inserimento di controventi ad instabilità impedita (BRB)
L’ultimo caso studio esaminato è quello che prevede la dissipazione dell’energia sismica attraverso l’impiego di controventi dissipativi. In particolare si è scelto di
esaminare il caso in cui vengono adottati dei controventi ad instabilità impedita o BRB (Buckling Restrained Brace)
Il principio base di questi dispositivi, come già illustrato al Capitolo 2.2.2.1, è quindi quello di permettere ampie escursioni in campo plastico anche al diagonale compresso del controvento evitando che si instabilizzi mediante elementi esterni rigidi. In tal modo è possibile dissipare energia con ampi cicli di isteresi sia nella fase di trazione che in quella di compressione.
La protezione mediante controventi dissipativi consiste nel fornire alla struttura la capacità di dissipare gran parte dell’energia sismica in ingresso mediante elementi dissipativi, senza ricorrere al danneggiamento degli elementi strutturali e delle componenti non strutturali. Il loro impiego determina inoltre un incremento del taglio totale alla base solitamente affidato a questi nuovi controventi.
8.4.1 Modellazione della struttura agli elementi finiti
Per la verifica degli elementi strutturali, come nei due casi di adeguamento sismico analizzati ai paragrafi precedenti, vengono apportate delle modifiche al modello originale ed effettuata nuovamente l’analisi modale.
La tipologia di controventi viene modificata rispetto all’originale, ovvero in ogni portale si sostituiscono ai controventi originali dei controventi ad instabilità impedita così da ottenere una configurazione più regolare.
Volendo utilizzare per questo intervento dei controventi BRB si ipotizza una sezione dell’anima interna pari a 15 cm x 1.5 cm. Tale sezione viene definita nel programma di calcolo SAP 2000 e assegnata alle aste di controvento.
I risultati finali sono ottenuti attraverso lo svolgimento di un processo iterativo che ha inizio a partire dal modello originale comprensivo delle modifiche sopra spiegate. Come già specificato al § 6.3, in tale modello il fattore di struttura utilizzato è unitario, ovvero q =1.
Si è cercato di trovare una relazione tra il sistema elastico ed il sistema elastoplastico, rappresentati rispettivamente dal sistema della struttura originale e da quello della struttura con controventi dissipativi. Per ottenere ciò si è imposta l’uguaglianza dell’energia dissipata dai due sistemi sopra citati. Ciò equivale a porre uguali le aree dei poligoni (OCDE) ed (OAB), ovvero di (B’DEB) e(CAB’).
Fy (xmax – xe,max) = ½ (Fe,max – Fy) (xe,max - xy)
Figura 8.9: criterio dell’uguaglianza dell’energia
La struttura originaria è in grado di sopportare le sollecitazioni rimanendo in campo elastico fino al raggiungimento di Fy. In corrispondenza di questa forza la
struttura originale è in grado di resistere senza collassare e senza subire danneggiamenti. Al raggiungimento di Fy e quindi dello spostamento corrispondente xy, entrano in gioco
i dissipatori, in grado di assorbire l’energia sismica deformandosi. Questi dispositivi si ”sacrificano” deformandosi, entrando in campo plastico. Ai fini applicativi è stata necessaria la determinazione di alcuni parametri per poter ricavare l’ampiezza massima xmax del ciclo che può essere sostenuto un numero adeguato di volte, espresso in termini
di duttilità:
Procedendo alla caratterizzazione del comportamento ciclico si definiscono la rigidezza equivalente e il coefficiente di smorzamento equivalente attraverso le seguenti espressioni:
K eq =K sec/ µ rigidezza equivalente
ξ eq = 2 (µ – 1) / π µ coefficiente di smorzamento equivalente
Attraverso l’espressione riportata dalla Normativa NTC 08 al §3.2.3.2si definisce:
η = √ (10 / (5 + ξ eq 100 ) fattore di alterazione dello spettro
Essendo:
q = 1 / η fattore di struttura
Questo procedimento ha permesso di ricavare un q >1 e quindi di poter abbattere le azioni sulla struttura. Il valore di q pari a 1.91 rientra nel range di valori previsto nel caso di strutture esistenti secondo quanto riportato nella circolare [C 8.7.2.4 NTC] dell’NTC 08.
E’ opportuno osservare che la Norma prevede nel caso di strutture di nuova realizzazione con controventi concentrici a diagonale tesa attiva un fattore di struttura pari a 4, valore che assai si discosta da quello ricavato dai calcoli precedenti. Assumere un valore di q pari a 1.91 potrebbe quindi sembrare a primo impatto non appropriato, ma ciò è presto smentito. La norma impone un valore di q elevato considerando una struttura progettata rispettando la gerarchia delle resistenze, ovvero progettata in modo tale da assicurare lo sviluppo di un meccanismo dissipativo che coinvolga solo i controventi. Questo purtroppo non vale per la struttura oggetto del presente lavoro.
µ ξeq η q 0.32 0.32 0.52 1.91 Fy [kN] F max [kN] xy [cm] xe,max [cm] xmax [cm] 324.37 468.57 1315 1.9 2.615
Considerare perciò un fattore q pari a 1.91 è da ritenersi appropriato in quanto l’utilizzo di un q maggiore richiederebbe un adeguamento sistematico dell’intera struttura.
Con il valore di q ottenuto si calcola un nuovo spettro di progetto e si procede allo svolgimento dell’analisi modale.
8.4.2 Risultati dell’analisi modale
La tabella seguente mostra i periodi propri della struttura e relative masse modali. I primi due modi di vibrare principali sono traslazionali rispettivamente in direzione Y e in direzione X e mobilitano l’uno l’84 % della massa partecipante e l’altro l’83%. Come ci si aspettava, si ha una riduzione del periodo proprio principale di vibrare della struttura dovuto all’aumento della rigidezza derivante dall’utilizzo di questi dispositivi.
TABLE:''Modal'Participating'Mass'Ratios
OutputCase StepType StepNum Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ
Text Text Unitless Sec Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless Unitless MODAL Mode 1 0,875393 3,191E<10 0,84199 1,216E<08 3,19E<10 0,84199 1,22E<08 MODAL Mode 2 0,749241 0,83152 1,151E<08 3,18E<07 0,83152 0,84199 3,3E<07 MODAL Mode 3 0,736086 0,00701 1,025E<06 2,5E<09 0,83853 0,84199 3,33E<07 MODAL Mode 4 0,675255 0,00028 2,462E<08 1,737E<10 0,83881 0,84199 3,33E<07 MODAL Mode 5 0,426856 5,238E<07 7,584E<15 0,00796 0,83881 0,84199 0,00796 MODAL Mode 6 0,425038 1,363E<06 3,682E<14 0,00778 0,83881 0,84199 0,01574 MODAL Mode 7 0,40388 3,107E<12 0,00002251 7,134E<14 0,83881 0,84201 0,01574 MODAL Mode 8 0,396402 8,434E<12 0,00593 2,844E<10 0,83881 0,84794 0,01574 MODAL Mode 9 0,390168 1,236E<07 3,439E<11 2,846E<08 0,83881 0,84794 0,01574 MODAL Mode 10 0,376096 4,137E<08 1,1E<11 1,444E<08 0,83881 0,84794 0,01574 MODAL Mode 11 0,356834 1,617E<10 0,00005704 2,16E<13 0,83881 0,848 0,01574 MODAL Mode 12 0,330411 3,254E<10 0,0099 3,639E<09 0,83881 0,8579 0,01574 MODAL Mode 13 0,314213 0,00607 9,651E<07 4,117E<10 0,84488 0,8579 0,01574 MODAL Mode 14 0,314148 4,432E<06 0,00125 9,992E<09 0,84489 0,85915 0,01574 MODAL Mode 15 0,308519 3,936E<07 6,361E<10 5,294E<06 0,84489 0,85915 0,01574 MODAL Mode 16 0,305257 8,399E<09 1,337E<13 4,691E<06 0,84489 0,85915 0,01575 MODAL Mode 17 0,296917 5,974E<11 0,00005868 2,582E<14 0,84489 0,85921 0,01575 MODAL Mode 18 0,278936 7,433E<11 0,09321 7,817E<08 0,84489 0,95242 0,01575 MODAL Mode 98 0,209642 0,00003556 4,439E309 8,351E306 0,84803 0,95436 0,02039 MODAL Mode 99 0,209186 0,01245 1,223E311 1,398E308 0,86048 0,95436 0,02039
Figura 8.9: Modello 3D - 1°modo di vibrare (lungo x). T1 =0.87. Mpart,y = 84 %
8.4.3 Verifica delle colonne
Essendo le colonne della sottostruttura gli unici elementi critici, si riporta di seguito per semplicità i soli risultati della verifica ad instabilità di questi elementi nel tratto compreso tra la quota di 4.65 m e 11.80 m. Data la modularità della struttura anche in questo caso, come per i precedenti, si osservano i risultati delle colonne dei primi quattro portali. I dettagli completi delle verifiche sono riportati in Appendice B.2
Tabella 8.6: Dettaglio verifica delle colonne
Alla luce dei risultati sopra riportati si osserva che la verifica delle colonne risulta soddisfatta in tutti i casi.
8.5 Paragone delle soluzioni proposte
All’interno di questo capitolo sono tate proposte tre soluzioni di adeguamento sismico:
• Sostituzione e regolarizzazione di controventi, • Isolamento alla base,
• Isolamento mediante controventi dissipativi.
Alla luce di quanto emerso dai risultati dagli studi fatti si può affermare che l’adeguamento sismico per mezzo della sostituzione e regolarizzazione dei
controventi risulta essere la soluzione sicuramente più economica, funzionale e meno
invasiva. E’ infatti un intervento di poco impatto, che consiste solamente nella regolarizzazione della controventatura originaria. Una volta effettuato questo intervento non sono necessari costi aggiuntivi di manutenzione.
La seconda soluzione esaminata, adeguamento sismico con isolamento alla
base delle colonne, è un intervento indubbiamente più complesso del primo proposto.
Permette di dissipare l’energia sismica in ingresso attraverso un sistema di isolamento interposto tra il terreno e la struttura isolata, così da limitare al minimo i danni della sovrastruttura e della sottostruttura. Sovrastruttura e sottostruttura vengono sollecitate da azioni minori rispetto alla struttura a base fissa. Quest’ultimo aspetto potrebbe rappresentare una criticità nel caso di malfunzionamento del sistema di isolamento in quanto gli elementi strutturali risulterebbero sottodimensionati. L’utilizzo degli isolatori in fondazione presenta, oltre alla criticità appena esposta, altri svantaggi non trascurabili; per prima cosa per la sua realizzazione risulta essere necessaria la presenza di un piano rigido che nel caso della struttura in esame non è presente. Procedere con questo intervento vorrebbe quindi significare la realizzazione di tale piano alla base delle colonne, là dove vengono inseriti gli isolatori, mediante per esempio l’inserimento di controventi di piano rigidi o il getto di una soletta, in ogni caso la possibilità di realizzazione di tale piano andrebbe prima confrontata con le neccessità di accesibilità alla sottostruttura da parte di mezzi, la quale risulterebbe ampiamente ridotta. Un altro fattore da considerare sono gli spostamenti a cui al struttura sarebbe sottoposta in caso
di sisma: data la presenza di altri edifici adiacenti dovrebbero essere fatte valutazioni più accurate sugli spostamenti mutui che si potrebbero verificare. Un ultimo aspetto è senza dubbio quello economico: è da considerare il prezzo di partenza di questi dispositivi, i costi di accettazione e di manutenzione. Altro contributo alla spesa è dato inoltre dalla realizzazione del piano rigido.
Il terzo intervento proposto è quello di adeguamento sismico mediante l’utilizzo di controventi dissipativi. Questa soluzione presenta delle affinità con la prima esposta (incremento e regolarizzazione dei controventi rigidi) in quanto, come quest’ultima, è una soluzione poco impattante. Come nel caso degli isolatori, l’utilizzo di BRB (Buckling Restrained Brace) prevede dei costi iniziali e di manutenzione. E’ da considerare inoltre che sono dispositivi per i quali, successivamente ad un evento sismico, non è possibile valutarne l’effettivo danneggiamento delle parti di cui sono composti, questo comporta quindi una loro sostituzione e perciòi ulteriori costi.
Alla luce degli studi fatti tutti i metodi di adeguamento sismico affrontati portano ad un miglioramento del comportamento globale della struttura, in particolare si è sottolineato come il primo proposto, ovvero la sostituzione e la regolarizzazione dei controventi, sia rispetto agli altri due affrontati l’intervento meno di impatto e di più semplice realizzazione.
