4. PROPOSTE DI INTERVENTO PER L’ADEGUAMENTO SISMICO In base alle NTC 2008, si individuano le seguenti categorie di intervento sugli edifici esistenti:

(1)

98 In base alle NTC 2008, si individuano le seguenti categorie di intervento sugli edifici esistenti:

 Adeguamento: interventi atti a conseguire i livelli di sicurezza previsti dalla normativa;

 Miglioramento: interventi atti ad aumentare la sicurezza strutturale, pur senza raggiungere i livelli richiesti dalle norme;

 Intervento locale: interventi che interessino elementi isolati e che comunque comportino il miglioramento delle condizioni preesistenti.

Secondo quanto riportato al p.to 8.3 del NTC “la valutazione della sicurezza e la

progettazione degli interventi sulle costruzioni esistenti potranno essere eseguiti con riferimento ai soli SLU …. ; la valutazione dovrà effettuarsi ogni qual volta si eseguano gli interventi strutturali di cui al punto 8.4 (Interventi di adeguamento; Interventi di

miglioramento; Riparazioni o interventi locali che interessino elementi isolati), e dovrà

determinare il livello di sicurezza prima e dopo l’intervento”.

Gli esiti delle verifiche dovranno permettere di stabilire quali provvedimenti adottare affinché l’uso della struttura possa essere conforme ai criteri di sicurezza delle NTC.

In particolare per i beni di interesse culturale in zone dichiarate a rischio sismico, ai sensi del comma 4 dell’art. 29 del D. lgs. 22 gennaio 2004, n. 42 “Codice dei beni culturali e del paesaggio”, le NTC2008 sanciscono nel cap. 8.4 che “è in ogni caso possibile limitarsi ad

interventi di miglioramento effettuando la relativa valutazione della sicurezza”.

Tale aspetto viene ripreso ed approfondito dalla Circolare 2 Febbraio 2009 n°617/C.S.LL.PP. (p.to C8.3), in cui si afferma che “per i beni tutelati gli interventi di

miglioramento sono in linea di principio in grado di conciliare le esigenze di conservazione con quelle di sicurezza, ferma restando la necessità di valutare quest’ultima”.

Il tutto in linea con quanto già previsto dalla Direttiva del Presidente del Consiglio dei Ministri D.P.C.M. 12/10/2007 recante le “Linee Guida per la valutazione e riduzione del rischio sismico del patrimonio culturale con riferimento alle norme tecniche per le costruzioni”, in cui al p.to 2.2 si trova che “Per i beni culturali tutelati è in ogni caso

necessario attenersi ad interventi di miglioramento”, intendendo con questi “l’esecuzione di opere in grado di far conseguire all’edificio un maggior grado di sicurezza rispetto alle

(2)

99

azioni sismiche con un livello di protezione sismica non necessariamente uguale a quello previsto per le nuove costruzioni”.

Tutto ciò premesso, occorre tuttavia considerare due aspetti fondamentali che condizionano e caratterizzano il progetto in esame:

 da una parte l’organismo edilizio nella sua configurazione attuale, che non presenta un’organizzazione strutturale tale da assicurare il comportamento sismo-resistente, come visto in maniera approfondita nel cap.3

 dall’altra la destinazione d’uso attribuita in progetto agli ambienti stessi, che prevede in particolare lo svolgimento di attività connesse al turismo e alla ricettività dei

visitatori con conseguente affollamento.

Tale scelta progettuale dal punto di vista della sicurezza strutturale trova corrispondenza nelle NTC in una variazione della CLASSE D’USO dell’edificio dalla Classe I attuale (Costruzioni con presenza solo occasionale di persone) alla Classe d’uso III (Costruzioni il cui uso può prevedere affollamenti significativi), con un notevole incremento delle azioni sismiche di riferimento da impiegare nelle analisi di valutazione della sicurezza.

Pertanto il problema di conciliare la sicurezza strutturale con l’esigenza di tutela e conservazione del bene assume importanti implicazioni anche nelle sopracitate norme tecniche di settore, in cui se da un lato si afferma che “per i beni tutelati gli interventi di

miglioramento sono in linea di principio in grado di conciliare le esigenze di conservazione con quelle di sicurezza, dall’altro si raccomanda che “su tali beni deve essere evitata l’attribuzione di destinazioni d’uso particolarmente gravose” (Circolare 8.3).

Il tutto in linea con quanto già previsto dalla Direttiva del Presidente del Consiglio dei Ministri D.P.C.M. 2007 in cui al cap. 2.2 si dispone che in alcuni casi “la deroga

all’adeguamento ha delle conseguenze sul livello di rischio degli occupanti” poiché la

salvaguardia del manufatto non può incidere sulle conseguenze di un eventuale collasso , per questo di è ritenuto consono un intervento di adeguamento.

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100 In base alle osservazioni esposte nel precedente capitolo, prima di scegliere una soluzione in particolare, sono state vagliate alcune modalità di intervento per adeguare sismicamente il fabbricato e raggiungere il soddisfacimento dell’attuale normativa.

4.1 Tipologia 1: Traliccio sotto intonaco

La prima idea progettuale consiste in:

 Rinforzo statico dei puntoni delle capriate lignee, con incremento di sezione fino ad ottenere una sezione resistente di 25x35 cm, e un infittimento degli arcarecci, per l’adeguamento ai carichi di esercizio previsti dalle norme vigenti (neve, vento, ecc.);

 Risarcitura delle fessure, con ricostituzione della continuità strutturale mediante malte antiritiro;

 Inserimento di elementi verticali e orizzontali in acciaio in adiacenza e collegati alle pareti murarie esistenti, che vanno a creare una sorta di travatura reticolare sottointonaco nell’interno dell’edificio che scarica direttamente nelle fondazioni;

4.1.2 Il sistema CAM

I tralicci sotto intonaco (o sistema CAM) sono membrature reticolari in acciaio poste sulle due facce del muro collegate fra loro in corrispondenza dei nodi e cucite alla sola muratura con collegamenti puntuali. E’ un intervento che influisce positivamente sulla resistenza, duttilità e stabilità rigida del muro. I tiranti, realizzati con nastri di acciaio inox in modo da evitare problemi di durabilità, sono pretesati, così da applicare uno stato di precompressione trasversale, particolarmente importante in direzione trasversale. Grazie agli speciali elementi di connessione, i nastri d’acciaio realizzano un sistema continuo di tirantatura, in grado di ripercorrere tutte le irregolarità della muratura, sia in orizzontale, lungo tutta la parete rinforzata, che verticale, per tutta l’altezza, così da migliorare non solo la resistenza a taglio, ma anche la resistenza flessionale nel piano dei singoli maschi murari e delle pareti nel loro insieme. Lo spessore dei nastri è di 18-20 mm, le caratteristiche di resistenza a snervamento e a rottura dell’acciaio sono pari a 250-300 e 600-700 Mpa rispettivamente, con allungamento a rottura pari a più del 40%. I nastri vengono utilizzati per cucire la muratura

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101 singola fascetta ad anello mediante una macchina capace di imprimere una pretensione regolabile al nastro, e dunque una precompressione nella muratura, sia trasversale che complanare alla parete trattata. Il sistema comprende anche piastre di dimensioni circa 125x125 mm anch’esse in acciaio inox, dotate di fori conformati ad imbuto, disposte all’imboccatura del foro. Tali piastre svolgono una funzione di distribuzione delle forze di contatto del nastro, altrimenti concentrate nella muratura intorno al foro stesso, e di assorbimento delle tensioni di trazione prodotte nella muratura intorno al foro da due avvolgimenti contigui. Il sistema è infine completato da angolari, ancora in acciaio inox, per gli avvolgimenti dei nastri in corrispondenza delle aperture o delle zone terminali delle pareti (angoli, incroci a L e a T).

CAM-dis posizio ne b ase.

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102 Fig.4.1 Tipica disposizion e del sistem a CAM per un a paret e con apertura e cordol o sovrastant e.

Questa soluzione ha le seguenti caratteristiche:

 i nastri di acciaio inox svolgono un ruolo attivo, imprimendo alla muratura un benefico stato di precompressione, sia nel piano della parete, orizzontalmente e verticalmente, sia in direzione trasversale, collegando efficacemente i paramenti dell’apparecchio murario; questo stato di precompressione ritarda la formazione di lesioni e fessure e rende le armature immediatamente attive e capaci di impedire o limitare significativamente la formazione di grandi lesioni e di sconnessioni

 la tecnologia è poco invasiva e non altera i pesi strutturali;

 possibilità di ancoraggio direttamente in fondazione tramite l’uso di micropali;

 non diminuisce la snellezza della parete;

 non incrementa in maniera significativa la resistenza a pressoflessione fuori dal piano;

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103 Fig.4.2 Modello tridimensio nal e “Tralicci o sotto intonaco” elab orato con SismiCad.

Questo tipo di intervento è insufficiente a garantire un adeguamento sis mico per murature di così scarsa qualità.

Come già espresso nel capitolo 3, l’edificio presenta una eccessiva snellezza delle pareti e una bassissima densità di muri resistenti nelle due direzioni di verifica, carenza che questo tipo di intervento non risolve.

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104

4.2 Tipologia 2: Setti in C.A.

La seconda idea progettuale consiste in:

 Affiancamento agli elementi resistenti esistenti in muratura di un sistema di setti in cemento armato collegati alle fondazioni per coadiuvare le strutture deputate a resistere ai carichi orizzontali;

4.2.1 Il sistema di setti in cemento armato

Le strutture esistenti non sono in grado di sopportare gli spostamenti richiesti dal sisma, sia perché i materiali di cui sono composte sono carenti, sia perché la densità dei muri resistenti nelle due direzioni di verifica risulta limitata. Potrebbe perciò risultare efficace affiancare un nuovo sistema resistente in cemento armato a quello esistente, deputato a sopportare i soli carichi orizzontali e collegato ai maschi murari attraverso dei connettori fissati lungo tutta la loro altezza.

Questo tipo di intervento è efficace ma estremamente invasivo poiché modifica in modo irreversibile il comportamento strutturale e l’immagine architettonica dell’edificio.

In corrispondenza di ogni lesena si è inserito un setto dello spessore di 60cm in modo da rispettare le caratteristiche di simmetria geometrica e meccanica.

4.2.2 Predimensionamento dei setti

Il predimensionamento dei setti si è effettuato adottando per la struttura un modello shear type tridimensionale. In particolare, si sono valutate le sollecitazioni dovute alle forze di inerzia esplicitate dalla muratura in caso di sisma.

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105 Fig.4.3 Pianta con setti in C.A.

Per far ciò, si è calcolato il baricentro di tutte le masse della muratura rispetto a un sistema di riferimento 0XY.

xg [m] yg [m] W[KN]

C oordinate del barice ntro del I piano 60,49 18,74

Forz a peso totale muratura 12000

Per calcolare il taglio di piano ci si è riferiti alla formula riportata al punto 7.3.3.2 – NTC:

𝐹_ℎ= 𝑆_𝑑 𝑇₁ 𝑊𝜆/𝑔 In cui:

𝑆_𝑑 𝑇₁ è l’ordinata dello spettro di progetto 𝑊 è il peso complessivo della costruzione

𝜆 è un coefficiente pari a 0,85 se la costruzione ha almeno tre orizzontamenti e se T1 < 2TC, pari a 1,0 in tutti gli altri casi;

𝑇₁= 𝐶₁𝐻34= 0,312 In cui:

𝐻 è l’altezza della costruzione, in metri, dal piano di fondazione (11,50m)

𝐶₁ è un coefficiente che tiene conto del tipo di struttura. vale 0,075 strutture a telaio in c.a. e 0,050 per costruzioni con qualsiasi altro tipo di struttura.

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106 Per questo calcolo, a favore di sicurezza, si è trascurata la duttilità degli elementi e si è quindi usato uno Spettro elastico SLV

Fig.4.4 Spettro elasti co SLV.

La posizione del baricentro delle masse della muratura e quello delle rigidezze dei setti è praticamente coincidente, si è fornito dunque solo un’eccentricità accidentale del 5% che, vista la grande estensione dell’edificio in pianta, risulta cospicua:

ex = 300cm

ey = 100cm

Le sollecitazioni massime di calcolo si sono valutate combinando gli effetti in direzione x con il 30% degli effetti in direzione y.

Le azioni taglianti alla sommità di ciascun setto si possono ricavare con le relazioni:

F_x=F ∙ Kxi K_xi + F ∙ e_y ∙ K_xi ∙ d_yi I_p + 0,3 ∙ F ∙ e_x ∙ K_yi∙ d_xi I_p F_y =F ∙ Kyi K_yi + F ∙ ex ∙ Kyi∙ dxi I_p + 0,3 ∙ F ∙ ey ∙ Kxi∙ dyi I_p Sd(T1) W [KN] F [KN] Taglio di Piano F 0,519 12000 6240

(10)

107 In cui risulta:

F = taglio di piano;

Kj i = rigidezza dell' i-esimo setto in direzione j, = 12EJki / hi 3

con k ortogonale a j; ej = eccentricità della forza sismica F rispetto al centro delle rigidezze valutata in

direzione j;

dj i = distanza del baricentro del pilastro i-esimo in rispetto al baricentro delle

rigidezze, calcolata in direzione j;

I_p = K_xi ∙ d_yi2+ K_yi∙ d_xi2 momento di inerzia polare rispetto al baricentro delle rigidezze

In definitiva:

-Il setto 60x120 più sollecitato ha coordinate del baricentro ( rispetto al sistema già definito precedentemente ):

Xgi [m] Ygi [m]

19,65 10,35

Dalle formule sopra enunciate vengono fuori delle azioni taglianti in sommità di questo tipo:

Fx = 307 KN Fy = 153 KN

Lo schema statico è a mensola. Si è calcolata l’azione del sisma suddividendo la trave in conci uguali ricavando così le forze con la seguente formula in funzione dell’altezza.

F

_i

=

F

h

Z

i

W

i

Z

_j _i

W

_j

(11)

108 Fig.4.5 Schema stati co Muratu ra+Setti in C.A.

Le sollecitazioni di calcolo al piede del setto, con questa schematizzazione, valgono (con la convenzione che il vettore momento Mx sia ortogonale al piano xz e il vettore momento My

sia ortogonale al piano yz) :

Mx,Ed [KNm] My,Ed [KNm]

998 498

Occorre disporre 11 18 nei lati di 120 cm e 418 in quelli di 60 cm. Con il programma “Gelfi VcaSlu” si ricavano i seguenti domini di rottura :

(12)

109 Fig.4.6 Domini di rottura ri cav ati con “ Gel fi VcaSlu ”.

4.2.3 Conclusione

 incremento della resistenza a taglio, pressoflessione nel piano e pressoflessione fuori piano assicurando un contributo importante alla stabilità al ribaltamento rigido del muro;

 possibilità di ancoraggio direttamente in fondazione;

 impossibilità di rimozione;

 altera l’aspetto esteriore della muratura;

 aumento non trascurabile della massa;

Da un punto di vista prettamente architettonico questo tipo di consolidamento, sebbene efficace strutturalmente, è da evitare perché confonde il “nuovo” con il “vecchio”, ovvero, ampliando le lesene, si nasconde l’intervento fatto a posteriori, falsando l’idea del progetto storico originale.

(13)

110 Fig.4.7 Modello tridimensio nal e dell’ad egu am ento co n setti in C.A. elaborato con SismiCad.

(14)

111

4.3 Proposta 3: Struttura in acciaio

La terza idea progettuale consiste in:

 Affiancamento agli elementi resistenti esistenti in muratura di un sistema di tralicci collegati alle fondazioni per coadiuvare le strutture deputate a resistere ai carichi orizzontali;

4.3.1 Il sistema di travature reticolari

Come già detto nel paragrafo 4.2.1 , le strutture esistenti non sono in grado di sopportare gli spostamenti richiesti dal sisma, sia perche i materiali di cui sono composte sono carenti, sia perché la densità dei muri resistenti nelle due direzioni di verifica risulta limitata. Potrebb e perciò risultare conveniente affiancare un nuovo sistema res istente in acciaio a quello esistente, deputato a sopportare i soli carichi orizzontali e collegato ai maschi murari attraverso dei connettori fissati lungo tutta la loro altezza.

Questo tipo di intervento è estremamente efficace ma invasivo poiché modifica il comportamento strutturale e l’immagine architettonica dell’edificio, ma reversibile.

In corrispondenza di ogni lesena si è inserito una colonna tralicciata di forma triangolare per rispettare le caratteristiche di simmetria geometrica e meccanica.

4.3.2 Predimensionamento della colonna tralicciata

La struttura complessiva risultante dall'intervento qui considerato, può essere schematizzata come una struttura di acciaio a cui è completamente deputata la resistenza alle azioni sismiche, solidarizzata con la preesistente struttura in muratura; alla muratura è richiesto di

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112 lesionamento.

A differenza dei setti, l’acciaio ha una deformabilità estremamente differente dalla muratura, di conseguenza si è ritenuto opportuno effettuare il dimensionamento delle membrature in acciaio in termini di rigidezza, oltre che di resistenza. In sintesi, la struttura in acciaio è stata verificata a resistenza per il totale delle azioni sismiche, ovvero non tenendo in conto il contributo delle murature, e gli è stata conferita una rigidezza tale che le deformazioni in fase di sisma fossero sufficientemente contenute da non indurre il lesionamento della muratura.

Per ottenere un’adeguata rigidezza e un peso ridotto con l’acciaio, si sono impiegate delle colonne reticolari spaziali.

Fig.4.8 Pianta con trali cci in acci aio.

Determinazione della forze statiche equivalenti

Come per i setti (paragrafo 4.1.2.2), si è calcolato il baricentro di tutte le masse della muratura rispetto a un sistema di riferimento 0XY.

xg [m] yg [m] W[KN]

C oordinate del barice ntro del I piano 60,49 18,74

Forz a peso totale muratura 12000

Per questo calcolo, a favore di sicurezza, si è trascurata la duttilità degli elementi e si è quindi usato uno Spettro elastico SLV

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113 Fig.4.9 Spettro elastico SLV.

La posizione del baricentro delle masse dalla muratura e quello delle travature reticolari è praticamente coincidente, si è fornito dunque solo un’eccentricità accidentale del 5% che, vista la grande estensione dell’edificio in pianta, risulta cospicua:

ex = 300cm

ey = 100cm

Le sollecitazioni massime di calcolo si sono valutate combinando gli effetti in direzione x con il 30% degli effetti in direzione y.

Le azioni taglianti alla sommità di traliccio si possono ricavare con le relazioni:

F_x=F ∙ Kxi K_xi + F ∙ e_y ∙ K_xi ∙ d_yi I_p + 0,3 ∙ F ∙ e_x ∙ K_yi∙ d_xi I_p F_y =F ∙ Kyi K_yi + F ∙ e_x ∙ K_yi∙ d_xi I_p + 0,3 ∙ F ∙ e_y ∙ K_xi∙ d_yi I_p Sd(T1) W [KN] F [KN] Taglio di Piano F 0,519 12000 6240

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114 F = taglio di piano;

Kj i = rigidezza dell' i-esimo setto in direzione j, = 12EJki / hi 3

con k ortogonale a j; ej = eccentricità della forza sismica F rispetto al centro delle rigidezze valutata in

direzione j;

dj i = distanza del baricentro del pilastro i-esimo in rispetto al baricentro delle

rigidezze, calcolata in direzione j;

Ip = Kxi ∙ dyi2+ Kyi∙ dxi2 momento di inerzia polare rispetto al baricentro delle rigidezze

Determinazione dello spostamento massimo della muratura

Per praticità e a favore di sicurezza si sono presi come massimi spostamenti di una muratura quelli enunciati nel paragrafo C8.7.1.4 della Circolare della NTC2008 consigliati per la verifica allo stato limite di danno.

Per costruzioni con struttura portante in muratura ordinaria: 𝛿_𝑚𝑎𝑥 = 0,003 ∙ ℎ

 Pareti longitudinali alte 8 m 𝛿_𝑚𝑎𝑥 = 0,003 ∙ ℎ = 2,4𝑐𝑚

 Pareti trasversali alte fino a 11.5 m 𝛿_𝑚𝑎𝑥 = 0,003 ∙ ℎ = 3,15𝑐𝑚

Determinazione del momento di inezia minimo del traliccio

Date le deformazioni massime sopra indicate e le forze di inerzia dovute al sisma, nell’ipotesi che tutta la muratura sia sostenuta dalla struttura collaborante in acciaio, si può ricavare, grazie all’equazione di legame costitutivo, quale è il Jm in (e quindi la rigidezza

flessionale minima) che la travatura reticolare deve possedere affinché le deformazioni, in caso di sisma SLV, si limitino a quelle di esercizio per la muratura.

Lo schema statico è a mensola. Si è calcolata l’azione del sisma suddividendo la trave in conci uguali ricavando così le forze con la seguente formula in funzione dell’altezza.

F

i

=

F

_h

Z

_i

W

_i

Z

j i

W

j

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115 La distribuzione è risultata di tipo triangolare.

Fig.4.10 Schema stati co Mu ratu ra+ acci aio.

Si ricava Jm in dall’equazione di legame costitutivo:

𝛿 =

11∙Q∙h3

60 ∙E∙J

𝐽𝑚𝑖𝑛

=

11∙Q∙h3 60∙E∙δ

Con:

Q:calcolato in base alla K e distanza dal baricentro come visto nel paragrafo precedente. Q = 0,5 ∙ q_max

δ: 0,003 ∙ ℎ (C8.7.1.4). h: altezza del maschio murario E: Modulo di Young dell’acciaio

Q (daN) h (cm) E (daN/cm2) δ (cm) Jmin (c m

4

)

2357 800 2˙100˙000 2,4 364094

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116 Avendo trovato un valore di Jm in piuttosto elevato, si è scelta una soluzione reticolare a

forma di triangolo equilatero che garantisce buona rigidezza in tutte le direzioni con una massa limitata.

Fig.4.11 Vista in pianta del pil astro tralicciato colleg ato all a les ena.

Il triangolo equilatero, di lato un metro, ha come montanti un tubolare di diametro 20cm e spessore 1,5cm per i tralicci longitudinali (alti 800cm) e 2cm per quelli trasversali (alti 1000cm) e 2 profili composti da un mezzo tubolare a cui è saldata un profilo a L largo 30cm alto 13cm e spesso 1,5cm.

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117 Fig.4.13 Sezioni dei trali cci alti 10 m.

Dal teorema di Huygens Steiner sappiamo che il momento rispetto ad un asse a, parallelo ad un altro c passante per il centro di massa, si ottiene sommando al momento di inerzia rispetto a c il prodotto tra la massa del corpo e la distanza al quadrato tra gli assi c ed a.

𝐽 = 𝐽_𝑖+ 𝐴𝑖 ∙ 𝑑2 DTUB 20 cm Spessore long 1.5 cm ATUB 87.13 cm 2 JTUB 3752.3 c m 4 DTUB 20 cm Spessore long 2 cm ATUB 113.04 c m 2 JTUB 4634,6c m 4 L1L 30 cm L2L 13 cm Spessore 1.5 cm AL 64.5 cm 2 JxL 986.6 cm 4 Jy L 5337,9 c m 4

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118 Tralicci 8 m Jm in (cm 4 ) 364094 Jtr > Jmin Jtot x (c m 4 ) 494328 O K Tralicci 10 m Jm in (cm 4 ) 584169 Jtr > Jmin Jtot x (c m 4 ) 599970 O K

Come si vede, il momento di inerzia con queste sezioni rispetto a x è maggiore di quello minimo che la travatura reticolare deve possedere affinché le deformazioni, in caso di sisma SLV, si limitino a quelle di esercizio per la muratura.

4.3.3 Conclusione

 Incrementa rigidezza e duttilità senza modificare l’equilibrio delle pareti;

 Ancorabilità in fondazione;

 Incrementa la resistenza a taglio, pressoflessione nel piano e pressoflessione fuori piano assicurando un contributo importante alla stabilità al ribaltamento rigido del muro;

 E’ poco invasiva (quasi totalmente reversibile);

 Non altera in maniera significativa i pesi strutturali;

 Non va a modificare il progetto originale ed ha una sua valenza estetica che distingue in maniera chiara il “nuovo” dal “vecchio”;