Propostediadeguamento 6

(1)

6

Proposte di adeguamento

6.1 Prima proposta

La prima proposta si prefigge di migliorare l’edificio mediante interventi di tipo tra-dizionale.

Si è innanzitutto cercato i performance point relativi al 60% dello spettro di norma-tiva, questo perché, in riferimento alla L.122 Agosto 2012, il miglioramento sismico per la tipologia di edificio in esame è richiesto per almeno il 60% di quello che si ri-chiederebbe ad una nuova edificazione. Si è scelto quindi di partire da questo livello e di andarlo eventualmente ad aumentare in un secondo momento. I risultati sono riportati graficamente nelle figure 6.1, 6.2, 6.3 e 6.4.

Relativamente a questo punto sono state poi estratte dal programma di calcolo le sollecitazioni sugli elementi di fondazione e sul terreno corrispondenti. Per ciascuna direzione si sono considerati, a favore di sicurezza, i valori più elevati ottenuti dalle due diverse durate di vibrazione del terremoto.

In particolare sono di interesse lo sforzo normale e il momento al piede dei pilastri (rispettivamente per la Push Over in direzione _{x si è estratto il momento M}_y e, per quella in direzione _{y, M}_x) e le forze, definite come _F₁ ed _F₂ nel paragrafo 3.3.4, agenti sul bicchiere di fondazione.

I valori ottenuti sono riportati nelle tabelle 6.1 e 6.2.

pilastri N [kN] M [kNm] F1 [kN] F2 [kN]

lati lunghi 139.70 74.51 196.47 186.27 angoli sud 98.55 61.90 160.62 152.25 angoli nord 100.67 61.61 162.47 154.00

(2)

Figura 6.1: Performance point in direzionex per il 60% dell’azione sismica di normativa e un terremoto di breve durata

Figura 6.2: Performance point in direzioney per il 60% dell’azione sismica di normativa e un terremoto di breve durata

(3)

Figura 6.3: Performance point in direzionex per il 60% dell’azione sismica di normativa e un terremoto di lunga durata

Figura 6.4: Performance point in direzioney per il 60% dell’azione sismica di normativa e un terremoto di lunga durata

(4)

lati lunghi 139.70 86.60 228.44 216.49 angoli sud 98.55 59.57 157.16 148.94 angoli nord 100.67 61.27 161.51 153.18 lati corti 25.26 53.53 141.15 133.81

Tabella 6.2: Sollecitazioni alla base dei pilastri dovute alla Push Over in direzioney

Sulla base dei valori così ottenuti si è provato ad agire innanzitutto sui bicchie-ri di fondazione mediante incamiciatura e si è subito trovato un limite strutturale dato dalla verifica dell’armatura verticale delle pareti laterali (vedi 3.3.4). Mentre le altre resistenze con questo intervento possono essere incrementate, questa non può esserlo. D’altra parte il valore di resistenza dei ferri laterali verticali non risulta par-ticolarmente elevato perché all’epoca della progettazione i bicchieri di fondazione erano stati progettati e verificati solo a punzonamento (vedi figura 6.5). Questo limi-te è quindi posto sul valore diF1che, per la Push Over in direzionex, è pari a 118.67

kN e, per quella in direzioney, a 166.56 kN.

Si vede subito che questo valore viene superato in entrambe le direzioni.

6.2 Seconda proposta

Come seconda proposta si è ipotizzato di adeguare l’edificio inserendovi dei dispo-sitivi dissipativi autoricentranti dei quali si è trattato nei paragrafi precedenti. I dispositivi sono stati inseriti nel modello in entrambe le direzioni dell’edificio. Allo stato attuale l’edificio non presenta una struttura di copertura assimilabile ad un piano rigido: perciò se ne prevede una controventatura in modo da migliorare la ripartizione delle sollecitazioni tra gli elementi verticali e ottimizzare il lavoro dei dispositivi dissipativi. I controventi verranno realizzati con cavi in acciaio diametro φ12 con acciaio di tipo S355.

Alla luce dei risultati ottenuti dall’analisi svolta senza elementi dissipativi, in parti-colare a causa delle sollecitazioni ottenute alla loro base, si è deciso di scollegare i pilastri centrali di facciata dal resto della struttura. Questi sono comunque già par-zialmente scollegati dalla struttura per quanto riguarda i carichi verticali.

Sono state studiate più alternative: è stato variato il numero dei dissipatori inseriti per ciascun lato (1 o 2, vedi figure 6.6 e 6.7) e le loro caratteristiche meccaniche. Le caratteristiche meccaniche da inserire nel modello sono state determinate facendo riferimento a quanto detto nel paragrafo 5.4.3. I telai entro i quali verrà inserito il dissipatore hanno un’ampia diagonale (circa 8m): è quindi necessario aumentare la

(5)

Figura 6.5: Relazione di calcolo originale

lunghezza degli elementi costituenti il dispositivo. Le scelte fatte sono sintetizzate in tabella 6.3. Si sono quindi ipotizzati due differenti dispositivi che di qui in avanti chiameremo dissipatore A e dissipatore B. Il dissipatore A viene realizzato con dei caviφ10, una percentuale di pretensione ρ = 0.4 e 8 cartucce con sezione

(6)

trasversa-Figura 6.6: Immagine del modello utilizzato per il caso A1

Figura 6.7: Immagine del modello utilizzato per i casi A2 e B2

(7)

Elemento Ai [mm2] Li [mm] ki[kN/mm]

Carter 1 11088 4200 kC = 554.4

Carter 2 - 690 kC2= ∞

Telaio mobile 1538.72 4000 kTM= 80.80

Pistone 861.55 5000 kP= 36.20

Traversa mobile sinistra 66538 50 kCT = ∞

Traversa mobile destra 60048 70 kCT = ∞

Cavi post tesi 157 4000 kPT= 7.69

Cartucce dissipative sinistra 320 170 kDE = 395.29

Cartucce dissipative destra 320 170 kDE = 395.29

Tabella 6.3: Dati dimensionali degli elementi costituenti il dissipatore utilizzato

riportate in tabella 6.4 e la forma di figura 6.8.

Il dissipatore B viene realizzato con dei cavi φ12, una percentuale di pretensione ρ = 0.5 e 8 cartucce con sezione trasversale di 60 mm2 ciascuna. La curva flag-shaped relativa avrà quindi le caratteristiche riportate in tabella 6.5 e la forma di figura 6.9. kel 34.25 kN/mm kpe 6.08 kN/mm α 0.177 β 0.732 Fy 104.88 kN dy 3.06 mm Fu 210.55 kN du 20.45 mm

Tabella 6.4: Valori caratteristici della curva flag-shaped relativa al dissipatore A

kel 34.25 kN/mm kpe 8.02 kN/mm α 0.235 β 0.610 Fy 188.78 kN dy 5.51 mm Fu 281.19 kN du 17.04 mm

(8)

Figura 6.8: Curva flag-shaped dissipatore A

(9)

Con il dissipatore A si sono provate entrambe le alternative con 1 e 2 dissipatori per lato (che di qui in avanti chiameremo proposta A1 e proposta A2), mentre con il dissipatore B si è portata avanti solo la proposta con 2 dissipatori per lato (proposta B2).

Il modello è stato quindi aggiornato sulla base di quanto appena esposto e si è proceduto allo svolgimento delle analisi non lineari. Di seguito si riportano nelle figure 6.10, 6.11, 6.12, 6.13, 6.20 e 6.21 le curve Push Over ottenute a confronto con il 60% dello spettro di normativa (ξ 5%). Le curve sono state interrotte prima del raggiungimento collasso della struttura in elevato perché questo andava a trovarsi ben oltre la domanda.

Si è poi passati alla ricerca dei performance point per tutti i casi ed entrambe le direzioni, come riportato nelle figure 6.16, 6.17, 6.18, 6.19, 6.20 e 6.21

Nel calcolo del βeq, in presenza dei dissipatori, non si fa più riferimento al

mo-dello di calcolo trattato in precedenza (paragrafo 4.2.1), ma si utilizza la capacità dissipativa dei dispositivi inseriti. Tale capacità coincide con l’area interna alla cur-va flag-shaped adottata (figura 6.8 6.9 e tabella 6.4 e 6.5). Quindi non si ha più la differenziazione tra il terremoto di breve e di lunga durata, perché si assume che il comportamento del dissipatore non ne venga influenzato.

Si nota che per quanto riguarda la proposta con il dissipatore B in direzione y, questo incontra lo spettro ancora nel tratto elastico, si sceglie quindi da subito di cercare, per questo caso, anche il performance point rispetto al 100% dello spettro di normativa (figure 6.22 e 6.23).

Si sono estratte dal modello le sollecitazioni a cui sarebbero sottoposti i vari elementi strutturali una volta raggiunto il punto di performance: si è cominciato analizzando le sollecitazioni alla base dei plinti, poiché essi risultano gli elementi più vulnerabili della struttura. I risultati ottenuti sono schematizzati nelle tabelle 6.6, 6.7, 6.8, 6.9, 6.10, 6.11 e 6.12.

Si vede subito che, con un solo dissipatore per lato, in direzione x si raggiunge il collasso delle armature laterali verticali dei plinti di fondazione. Questa proposta viene quindi scartata.

Alla luce dei risultati ottenuti occorrerà innanzitutto migliorare le prestazioni sia delle fondazioni che del terreno.

(10)

Tabella 6.6: Sollecitazioni alla base dei pilastri dovute alla Push Over in direzione x, proposta A1

Tabella 6.7: Sollecitazioni alla base dei pilastri dovute alla Push Over in direzione y, proposta A1

Tabella 6.8: Sollecitazioni alla base dei pilastri dovute alla Push Over in direzione x, proposta A2

pilastri _{N [kN]} _{M [kNm]} _F₁ [kN] _F₂ [kN] lati lunghi 139.70 22.85 60.28 57.13 angoli sud 98.55 26.26 69.30 65.64 angoli nord 100.67 24.86 65.58 62.15

Tabella 6.9: Sollecitazioni alla base dei pilastri dovute alla Push Over in direzione y, proposta A2

Tabella 6.10: Sollecitazioni alla base dei pilastri dovute alla Push Over in direzione x, proposta B2

(11)

Tabella 6.11: Sollecitazioni alla base dei pilastri dovute alla Push Over in direzione y, proposta B2

Tabella 6.12: Sollecitazioni alla base dei pilastri dovute alla Push Over in direzione y, proposta B2 relativa al 100% del terremoto di normativa

Si riporta di seguito, in tabella 6.13, lo sforzo calcolato nei dissipatori in corri-spondenza del punto di performance per ciascuno dei casi analizzati (A1, A2, B2).

Infine, per maggiore completezza, si riporta in tabella 6.14 un confronto tra i vari

diss. n◦ dir. sisma N [kN]

A 2 _y 60% 197.17 A 4 x 60% 172.93 A 4 y 60% 143.76 B 4 x 60% 224.66 B 4 y 60% 196.09 B 4 y 100% 253.91

Tabella 6.13: Sforzo normale nei dissipatori nel performance point

periodi del primo modo di vibrare delle varie soluzioni a confronto con quello pro-prio della struttura allo stato attuale. I periodi si dimezzano circa nei casi A1 e si riducono ad un terzo circa nei casi A2 e B2 (questi due casi hanno lo stesso periodo perché la rigidezza del tratto elastico dei dissipatori A e B è la stessa).

n◦ diss. dir. T [sec]

0 _x 1.454 0 y 1.337 2 x 0.795 2 y 0.491 4 x 0.420 4 y 0.357

(12)

Figura 6.10: Curva Push Over in direzionex, proposta A1

(13)

Figura 6.12: Curva Push Over in direzionex, proposta A2

(14)

Figura 6.14: Curva Push Over in direzionex, proposta B2

(15)

Figura 6.16: Performance point in direzionex, proposta A1

(16)

Figura 6.18: Performance point in direzionex, proposta A2

(17)

Figura 6.20: Performance point in direzionex, proposta B2

(18)

Figura 6.22: Curva Push Over in direzione y, proposta B2 a confronto con il 100% dello spettro di normativa

Figura 6.23: Performance point rispetto al 100% dello spettro di normativa in direzioney, proposta B2

(19)

Si mostrano brevemente i vari tipi di intervento ipotizzati, in seguito verranno illustrati i risultati ottenuti per ciascuna proposta avanzata.

6.2.1 Plinti di fondazione e terreno

Si sceglie di adeguare i plinti di fondazione incamiciandoli con un profilo a “C” al quale viene affidata tutta la soprannominata forzaF1. La forza è stata assunta come

concentrata nel centro (ipotesi più restrittiva rispetto a quella di assumerla come di-stribuita) mentre per il profilo si è assunto lo schema di trave doppiamente incastrata (ipotesi meno restrittiva rispetto a quella di doppio appoggio). Con questo schema si è ricavato il momento agente sul profilo e quindi ilWelz minimo richiesto al profilo.

Sulla base dei valori ottenuti si è scelto il profilo più idoneo. Questo è stato poi ve-rificato anche a taglio (per una forza pari ad F1

2 ) e si sono ricavati i diametri minimi

necessari per i tirafondi. I tirafondi sono stati dimensionati sempre rispetto ad F1

2

come dei bulloni, utilizzando una classe ad alta resistenza (si sono fatte due ipotesi: classe 8.8 e classe 10.9).

La forza F1 si considera applicata a 15 cm dal bordo superiore, i profili dovranno

quindi essere collocati in questa zona. Per tutte le ipotesi si sono ottenuti dei profili piuttosto alti, tanto da non essere possibile il loro inserimento sfalzato sui due lati. Si è quindi studiato un sistema di inserimento differente: 3 dei profili verranno sal-dati ad “U”, dal lato aperto verranno poi saldate delle piastre forate alle quali verrà agganciato, tramite tirafondi, il quarto profilo (vedi figura 6.24).

Figura 6.24: Immagine esplicativa dell’incamiciatura

Il terreno necessita di un consolidamento, si ipotizza che questo venga realizzato mediante resine appositamente studiate. Non si entra nel dettaglio del funziona-mento di tali resine anche perché sarebbero necessarie comunque delle indagini più approfondite sul terreno. Si ricava però la percentuale minima di resistenza aggiun-tiva necessaria al terreno per resistere alle sollecitazioni derivanti dall’analisi. Per lo schema della distribuzione delle sollecitazioni sul terreno e la sua attuale resistenza

(20)

si rimanda a quanto già detto nel paragrafo 3.3.4.

Le fondazioni sulle quali scaricheranno i dissipatori necessitano di un ulteriore intervento, per questo motivo i dissipatori sono stati inseriti ai quattro angoli dell’e-dificio in modo da agire sui plinti d’angolo, più facilmente accessibili.

Si ipotizza per tutti i casi di eseguire un intervento con inserimento di micropali, del dimensionamento e posizionamento dei quali non si è però entrati nel dettaglio perché si ritengono necessarie indagini specifiche sul terreno volte a questo scopo.

6.2.2 Pilastri

I dissipatori posti su lati lunghi dell’edificio da un lato insistono sulle fondazioni e dall’altro sulla testa del pilastro. Questi pilastri sono stati verificati a taglio e a trazione. Per fare ciò però si è prima dovuta stabilire l’inclinazione dei dispositivi; facendo riferimento alla figura 6.25 si può vedere che l’inclinazione ottimale risulta essere 53.5◦.

Nei casi in cui la resistenza a taglio non è risultata sufficiente si è ipotizzato un

Figura 6.25: Inclinazione ottimale dei dispositivi

intervento di incamiciatura in acciaio del pilastro (con acciaio S235). Per l’incremen-to di resistenza a taglio si è usata la formula fornita dalla circolare applicativa delle

(21)

NTC 2008: Vj = 0.5 2tjb S fyw 1 cos αt dove:

tj è lo spessore della camicia;

b è la larghezza delle bande; S è l’interasse tra le bande;

αtè l’inclinazione delle fessure a taglio;

La normativa impone che la resistenza sia limitata al 50% del valore di snervamento delle camicie.

6.2.3 Trave

I dissipatori posti sui lati corti dell’edificio andranno ad insistere sulla trave, questa è stata quindi verificata a taglio. In tutti i casi la trave resiste senza necessità di ulteriori interventi.

6.2.4 Sistemi di attacco dei dissipatori

I dissipatori vengono collegati alla struttura con attacchi a cerniera. Questi saranno saldati a completa penetrazione a delle piastre, le quali a loro volta verranno collega-te alla struttura mediancollega-te l’impiego di tirafondi (figura 6.26). Per il dimensionamento

Figura 6.26: Collegamento dei dissipatori alla struttura

(22)

Figura 6.27: distribuzione delle tensioni nella piastra

√

σ2_{+ 3τ}2 _≤ fyk

1.05

Per il dimensionamento delle altre parti degli attacchi si rimanda a quanto già illustrato nel paragrafo 3.3.3.

6.2.5 Risultati a confronto

Se si confrontano innanzitutto le curve Push-Over del caso A1 e A2 (figure 6.10, 6.11, 6.12 e 6.13) si nota che, inserendo un maggior numero di dissipatori si ha un evi-dente aumento della rigidezza e quindi un abbassamento del periodo della struttura e degli spostamenti attesi. Confrontando invece la soluzione A2 con la B2 figure (figure 6.12, 6.13, 6.14 e 6.15), si nota che, utilizzando un dissipatore più resistente, la struttura ritarda il suo ingresso in campo plastico con un conseguente aumento delle accelerazioni a cui sarà sottoposta, ma una riduzione degli spostamenti attesi.

Si riportano a confronto nelle seguenti tabelle i diversi risultati ottenuti suddivisi per elemento su cui si interviene.

(23)

profili a “C” tirafondi diss. n◦ dir. sisma lati

lunghi angoli sud angoli nord lati lunghi angoli sud angoli nord A 2 y 60% UPN300 UPN280 UPN180 φ34(8.8)

φ28(10.9)

φ28(8.8) φ22(10.9)

φ10(8.8) φ8(10.9) A 4 x 60% UPN260 UPN240 UPN240 φ30(8.8)

φ24(10.9)

φ22(8.8) φ18(10.9)

φ22(8.8) φ18(10.9) A 4 _y 60% UPN240 UPN240 UPN240 φ20(8.8)

φ16(10.9)

φ20(8.8) φ16(10.9)

φ20(8.8) φ16(10.9) B 4 x 60% UPN260 UPN240 UPN240 φ26(8.8)

φ20(10.9)

φ16(8.8) φ14(10.9)

φ16(8.8) φ14(10.9) B 4 y 60% UPN180 UPN200 UPN180 φ12(8.8)

φ10(10.9)

φ14(8.8) φ10(10.9)

φ12(8.8) φ10(10.9) B 4 y 100% UPN260 UPN280 UPN280 φ26(8.8)

φ20(10.9)

φ28(8.8) φ24(10.9)

Tabella 6.15: Fondazioni, miglioramento mediante incamiciatura con profili a “C”

diss. n◦ dir. sisma lati lunghi A 2 y 60% 210% A 4 x 60% 75% A 4 _y 60% 95% B 4 x 60% 60% B 4 y 60% 75% B 4 y 100% 130%

Tabella 6.16: Incremento percentuale della resistenza del terreno, miglioramento mediante resine

diss. n◦ dir. sisma incamiciatura

A 2 y 60% SI

A 4 y 60% NO

B 4 y 60% SI

B 4 y 100% SI

(24)

diss. n◦ dir. sisma a b c d,e f,g A 2 _y 60% sp.20 φ14 sp.34 φ18 sp.34 φ20 sp.20 φ20 sp.18 φ20 A 4 x 60% sp.22 φ14 sp.32 φ18 sp.32 φ18 sp.18 φ18 sp.18 φ18 A 4 y 60% sp.18 φ12 sp.28 φ16 sp.28 φ18 sp.20 φ18 sp.18 φ18 B 4 x 60% sp.26 φ16 sp.36 φ20 sp.36 φ22 sp.20 φ20 sp.20 φ20 B 4 y 60% sp.20 φ14 sp.40 φ18 sp.40 φ20 sp.20 φ20 sp.20 φ20 B 4 y 100% sp.24 φ16 sp.40 φ22 sp.40 φ22 sp.24 φ26 sp.20 φ26

Tabella 6.18: Dimensionamento delle piastre di aggancio dei dissipatori (spessori delle pia-stre e diametri dei tirafondi e dei perni espressi in mm). Per i nomi degli elementi si fa riferimento alla figura 6.26