strutture prefabbricate: moderni sistemi di protezione antisismica

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Strutture prefabbricate: moderni sistemi di protezioneantisismicaL. Marinini1, P. Spatti2, P. Riva3, R. Nascimbene4 �

SommarioLa valutazione della capacità degli edifici disopravvivere agli effetti indotti da un eventosismico è da sempre uno dei temi che maggior-mente ha preoccupato i progettisti, in relazionesoprattutto alle conseguenze che si possonoavere sull’incolumità degli occupanti (statolimite di salvaguardia della vita come definitoal Punto 3.2.1 del D.M. 14 Gennaio 2008). Inparticolar modo, per quanto concerne gli edificiprefabbricati, questa valutazione è resa ancorpiù difficoltosa a causa delle differenze di tipo-logia e materiali fra gli elementi prefabbricati(primari e secondari) e i meccanismi che realiz-zano le connessioni fra gli elementi stessi.Per quanto concerne il territorio nazionale, lestrutture prefabbricate sono generalmente desti-nate al settore industriale: sembra quindi sen-sato porre in evidenza il fatto che ripercussionisociali ed economiche potenzialmente elevatepossono essere provocate da situazioni di ina-

gibilità e di interruzioni delle attività, oltre natu-ralmente che dal collasso strutturale che com-porterebbe la perdita della vita degli occupanti.L’intento perseguito da questa ricerca, numericae sperimentale, è quindi quello di realizzare unaconnessione tra elementi prefabbricati che siaprima di tutto rispondente alle richieste norma-tive, ma che al contempo sia funzionale alle esi-genze dei produttori e dei montatori di edificiprefabbricati: questo si traduce, in primo luogo,in un meccanismo che permetta la dissipazionedi energia in occasione di un evento sismico, e,conseguentemente, la riduzione delle forze ingioco per il dimensionamento degli elementiresistenti; in secondo luogo, il dispositivo deveessere facilmente posizionabile e montabile incantiere, così da non complicare il già non facilelavoro delle squadre di montaggio; ed in ultimaanalisi deve risultare anche velocemente sostitui-bile a seguito di un possibile danneggiamentoconseguente ad un evento sismico.

Strutture prefabbricate: moderni sistemi di protezione antisismica

1 ROSE School, Istituto Universitario di Studi Superiori, Pavia - m [email protected] ROSE School, Istituto Universitario di Studi Superiori, Pavia - m [email protected] Università degli Studi di Bergamo - m [email protected] Centro Europeo di Formazione e Ricerca in Ingegneria Sismica, Pavia - m [email protected]

1. La pratica costruttiva degli edifici inc.a. a struttura prefabbricataAl fine di meglio comprendere il comportamentodelle strutture prefabbricate e le principali tipo-logie strutturali diffuse sul territorio, si riporta diseguito una classificazione dei principali ele-menti costituenti una struttura prefabbricata, inambito nazionale, suddividendoli in travi, solai,tegoli di copertura, pilastri, plinti e connessioni.Con riferimento alla classificazione proposta daCalvi et al. (2006, 2007) e riportata in Figura 1,le travi che trovano maggiore diffusione sonoquelle a doppia pendenza, le travi ad I per strut-ture monopiano e le travi L e T rovescio per strut-ture pluripiano; la trave rettilinea a I o "doppioT" è generalmente impiegata per risolvere il pro-blema di coperture piane o di solai intermedi ovesiano richieste grandi luci libere. La trave a dop-pia pendenza viene utilizzata in genere percopertura di edifici industriali in quanto in grado

di coprire luci molto elevate (oltre i 30 m) e diridurre, di conseguenza, i volumi interni inutiliz-zati; grazie alle falde normalmente inclinate del10 ÷ 12%, essa rappresenta anche la naturalesoluzione ai problemi di smaltimento delleacque. La stabilità in fase di montaggio è affi-data alla configurazione a forcella della testa deipilastri; con questi ultimi essa forma una serie diportali paralleli collegati dai tegoli di copertura.I solai si dividono in parzialmente o totalmenteprefabbricati (Figura 2). Questi ultimi, gli uniciconsiderati in questa ricerca numerica, si pos-sono suddividere in due grandi categorie: tegolibinervati e lastre alveolari. La grande diffusionesia dei tegoli binervati, sia delle relative varianti,è dovuta alla limitata necessità di interventi dicompletamento, ridotti in molti casi alla neces-sità del solo getto collaborante in opera, purriuscendo a coprire luci considerevoli (funzionesolamente dello spessore del tegolo). Le lastre

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alveolari hanno larghezza e, soprattutto altezzainferiori rispetto a quella dei tegoli binervati e,nonostante questo, prestazioni simili.Ogni prefabbricatore cerca di migliorare i pro-pri prodotti, soprattutto dal punto di vista tecnicoed estetico, aspetto tutt’altro che da sottovalu-tare: è proprio per questi motivi che esistonouna vasta gamma di sezioni diverse (Figura 3)che possono essere accomunate sotto il nome ditegolo alare di copertura; un tentativo di classi-ficazione può essere effettuato in base alla com-binazione del comportamento flessionale e diquello torsionale di ciascun elemento; secondoToniolo (1998) possono essere individuati iseguenti casi (Figura 4):a) elementi a trave con nucleo centrale massic-

cio o scatolare chiuso, in cui il flusso delletensioni tangenziali può svilupparsi per dareresistenza torsionale;

b) elementi a trave in cui le sollecitazioni tor-sionali sono scomposte in due flessioni con-trapposte in corrispondenza delle nervature;

c) elementi scatolari aperti o chiusi a lastre, incui il flusso delle sollecitazioni tangenziali èscomponibile in una complessa combina-zione di flessione sulle singole lastre;

d) elementi a lastre convergenti (tipo V o Y), incui l’azione torcente è scomponibile inmomenti torcenti sulle singole lastre;

e) casi speciali non compatibili con le voci pre-cedenti.

I pilastri prefabbricati hanno il compito di sor-

Progettazione Sismica

Figura 1Principali caratteristichegeometriche di elementi

trave prefabbricatanormalmente impiegati in

ambito nazionale(Calvi et al., 2006, 2007).

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reggere i carichi verticali in condizioni staticheed i carichi orizzontali in caso di eventi sismici:alla quota di connessione con le strutture oriz-zontali il pilastro è sagomato (rastremato) ocompletato su diversi lati con componenti strut-turali come mensole rettangolari, semplici o mul-tiple, posizionabili su qualunque faccia del pila-stro, che permettono l’appoggio, anche a scom-parsa, delle travi primarie. I pilastri sono ade-guatamente conformati alla base per essereinseriti in plinti a pozzetto (a sezione rettango-lare o rastremati), mentre in sommità sono pre-disposti per consentire l’appoggio ed il contro-ventamento delle travi primarie dei vari sistemidi copertura.Il sistema di fondazione tradizionalmente utiliz-zato è costituito da plinti a pozzetto poggianti susottofondazioni armate; le possibili alternativesono costituite dall’utilizzo di pali prefabbricatio di fondazioni superficiali nastriformi, rispetti-vamente nel caso di scarsa capacità portantedel terreno o di problemi di verifica strutturaledel plinto. Il plinto a pozzetto può essere total-mente o parzialmente prefabbricato: in seguitoall’entrata in vigore del D.M. 14 Gennaio 2008,

essendo i carichi soggetti ad elevata eccentri-cità, è diventata molto più difficoltosa la verificadi tali elementi prefabbricati (Bellotti et al.,2009), essendo infatti limitate le dimensionigeometriche massime della suola realizzabili etrasportabili dallo stabilimento al cantiere; pro-prio per questo motivo vengono utilizzati sem-pre più frequentemente i plinti parzialmente pre-fabbricati, con i quali si ricorre ad un bicchiereprefabbricato in stabilimento con armaturasporgente, solidarizzato in sito con una suolagettata in opera opportunamente dimensionata.I collegamenti fra gli elementi prefabbricati, chedevono necessariamente avvenire in cantiere,sono la parte dell’edificio che ha la maggiorecriticità dal punto di vista della resistenza e chequindi riveste una importanza cruciale in rela-zione al comportamento globale della struttura:l’intero schema resistente utilizzato in fase diprogettazione può infatti venir meno nelmomento in cui le connessioni non rispondanocome ipotizzato (Bellotti et al., 2009); a mag-gior ragione, essendo non controllabili in stabi-limento, ma realizzate sul posto dalla manova-lanza addetta al montaggio, è importante

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Figura 2Principali caratteristichegeometriche di elementisolaio normalmenteimpiegati in ambitonazionale (Calvi et al.,2006, 2007).


lasciare meno margine possibile all’errore diposizionamento e montaggio.Il comportamento sismico di una struttura prefab-bricata dipende in maniera consistente dal com-portamento degli elementi di collegamento tra lediverse parti strutturali e non (per esempio i pan-nelli - Riva et al., 2011). In particolare l’applica-zione del criterio di gerarchia delle resistenze,l’interazione cinematica tra i diversi elementi e ladomanda di deformabilità non possono prescin-dere da una accurata conoscenza delle caratteri-stiche meccaniche dei collegamenti, conoscenzeriguardo il comportamento sia sotto carichimonotoni, sia ciclici (Capozzi et al., 2009).In ambito nazionale vengono comunemente

impiegati vari sistemi di connessione per strut-ture prefabbricate in funzione degli elementi(primari o secondari) da collegare: in partico-lare vi sono collegamenti pilastro-fondazione,trave-solaio o trave-tegolo di copertura, pila-stro-pilastro, trave-pilastro e collegamento diparti non strutturali come per esempio trave-pannello o pilastro-pannello. Come richiamatoal paragrafo successivo, la modellazione di tuttii collegamenti deve essere molto accurata, inquanto negli edifici prefabbricati soggetti aduna azione orizzontale sismica, vanno indivi-duate a priori le zone critiche della struttura,zone delegate alla dissipazione di energia(Punto 7.2.1 del D.M. 14 Gennaio 2008).


Figura 3Esempi di tegoli alari di

copertura diffusi in ambitonazionale (Calvi et al.,

2006, 2007).

TipologiaElemento Sezioni tipiche

Dimensioni sagomastandard [m]

Luci correntid'impiego

[m]base altezza

Tegoli diCopertura 2.50 1.00 ÷

1.10 16 ÷ 32

Figura 4Classificazione dei tegoli

alari in funzione delcomportamento flessionale etorsionale (Toniolo, 1998).

a) b)

d)c)26


2. La modellazione ad elementi finitidelle strutture prefabbricateNegli ultimi anni lo sviluppo delle tecnologieinformatiche e la diffusione di programmi di cal-colo automatico hanno profondamente modifi-cato l’approccio alla progettazione strutturale.Il metodo degli elementi finiti, inizialmente pen-sato per risolvere problemi complessi di mecca-nica strutturale, viene oggi utilizzato per la riso-luzione di strutture semplici, come le travi conti-nue, e di strutture a telaio piano e spaziale, con-sentendo una significativa riduzione dei tempi diprogettazione. L’ausilio di programmi di calcolocon interfaccia grafica e dotati di librerie di ele-menti strutturali, in grado di leggere la geome-tria strutturale a partire da disegni realizzati in

formato CAD, facilita ulteriormente il lavoro delprogettista.Le più recenti normative strutturali richiedonoesplicitamente che il modello (a elementi finiti)della struttura sia tridimensionale e rappresentiin modo adeguato le effettive distribuzioni spa-ziali di massa, rigidezza e resistenza.Nella definizione del modello alcuni elementi strut-turali, considerati “secondari”, e gli elementi nonstrutturali autoportanti (tamponature e tramezzi),possono essere rappresentati unicamente in ter-mini di massa, considerando il loro contributo allarigidezza e alla resistenza del sistema strutturalesolo qualora essi possiedano rigidezza e resi-stenza tali da modificare significativamente il com-portamento del modello. In Figura 5 si mostra

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Figura 5Applicazione di un caricoeccentrico di 3.5 kN/m2

lungo un pilastroconseguente alla presenzadi pannelli orizzontali.

l’applicazione, tramite un codice con elementi aplasticità diffusa, di carichi verticali eccentrici con-seguenti alla presenza di pannelli orizzontali gra-vanti sui pilastri.Gli orizzontamenti possono essere consideratiinfinitamente rigidi nel loro piano, a condizioneche siano realizzati in cemento armato, oppurein latero-cemento con soletta in c.a. di almeno40 mm di spessore, o in struttura mista consoletta in cemento armato di almeno 50 mm dispessore collegata da connettori a taglio oppor-tunamente dimensionati agli elementi strutturali

in acciaio o in legno e purché le aperture pre-senti non ne riducano significativamente la rigi-dezza (Punto 7.2.6 del D.M. 14 Gennaio2008). Dal punto di vista della modellazione èpossibile costruire due modelli: il primo a oriz-zontamenti infinitamente rigidi ed il secondocapace di includerne la deformabilità. Se glispostamenti orizzontali massimi calcolati in que-sto ultimo caso in condizioni sismiche non supe-rano per più del 10% quelli calcolati con l’as-sunzione di piano rigido, allora l’orizzonta-mento può essere modellato come infinitamento


rigido. Questa assunzione consente importantisemplificazioni di modellazione tra cui: sempli-cità nell’assegnazione delle eccentricità acci-dentali, delle masse di piano e semplificazioninelle verifiche agli effetti del secondo rodine.Per rappresentare la rigidezza degli elementistrutturali si possono adottare modelli lineari,che trascurano le non linearità di materiale egeometriche, e modelli non lineari, che le consi-derano; in ambo i casi si deve tener conto dellafessurazione dei materiali fragili (Priestley et al.,1996). In caso non siano effettuate analisi spe-cifiche, la rigidezza flessionale e a taglio di ele-menti in muratura, cemento armato, acciaio-cal-cestruzzo, può essere ridotta sino al 50% dellarigidezza dei corrispondenti elementi non fessu-rati (Punti 4.1.1.1 e 7.2.6 del D.M. 14 Gennaio2008), tenendo debitamente conto dell’in-fluenza della sollecitazione assiale permanente(Figura 6 derivata da Priestley et al., 1996).Poiché però gli elementi orizzontali sono pre-compressi, sembra sensato, come anche propo-

sto da Bellotti et al. (2009) e da Calvi et al.,(2006, 2007), differenziare la modellazione diquesti ultimi da quella dei pilastri. Per questomotivo si procede applicando i coefficienti ridut-tivi di seguito indicati:- rigidezza della sezione fessurata di elementi

in c.a. (pilastri o elementi verticali):EC FESS = 50% EC

- rigidezza della sezione fessurata di elementiin c.a.p. (travi, tegoli o elementi orizzontali):EC FESS = EC

Questa scelta è giustificata dal fatto che nel caso dielementi precompressi è atteso un livello di fessura-zione molto contenuto rispetto ai corrispondenti ele-menti in c.a.; non potendo, però, quantificare unpreciso valore del coefficiente riduttivo da utilizzare(75%, 85%...?), si sceglie di mantenere la sezioneintegra. Inoltre è necessario mantenere queste ipo-tesi, per taglio e flessione, sia nella verifica allo statolimite di danno che in quella allo stato limite ultimo.La rigidezza assiale, invece, è sempre calcolatasenza alcuna riduzione di modulo elastico.

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Figura 6Rigidezza effettiva in

sezioni fessurate in cementoarmato (derivate da Priestley

et al., 1996).

3. La modellazione delle connessioniCome detto precedentemente, per ottenere unasimulazione accurata del comportamento di unedificio con struttura prefabbricata è necessariomodellare in maniera estremamente accurata leconnessioni tra gli elementi, soprattutto dalpunto di vista geometrico, cioè in relazione alleeccentricità presenti tra i diversi elementi comerisulta chiaro dalla Figura 7. Trovare la giustacorrispondenza fra modello matematico e situa-zione reale non è però sempre facile e richiedespesso alcune iterazioni alla ricerca del migliorcompromesso tra modello sofisticato e risultatiattesi in termini di spostamenti e sollecitazioni.Si riportano nel seguito gli elementi principalida tenere in considerazione:- valutazione della rigidezza degli elementi

“link” comunemente utilizzati per simulare le

corrette dimensioni geometriche degli ele-menti reali. In Figura 7a l’elemento rigido èutilizzato per tenere conto dell’eccentricitàesistente tra la linea d’asse del pilastro (chenelle strutture prefabbricate può avere anchesezione di dimensione importante) e la lineabaricentro delle pressioni esercitate dallatrave sulla mensola d’appoggio;

- determinazione del reale grado di vincolotra gli elementi strutturali connessi;

- valutazione degli effetti della costruzione“per fasi” tipica delle strutture prefabbricate;

- valutazione degli effetti termici nel corsodella vita utile dell’edificio.

I link rigidi non sono altro che elementi finiti“beam” che collegano una coppia di nodi comeaccade per l’elemento di colore blu in Figura 7b:questi elementi hanno la particolarità di avere


una rigidezza molto elevata rispetto agli altri ele-menti monodimensionali componenti il modello;essendo quindi la loro deformabilità pratica-mente nulla, si può dire che la coppia di nodi traloro collegati si spostano allo stesso modo (similead un “constraint” di piano che determina nume-ricamente la coincidenza dei gradi di libertà). Ilpericolo di questa simulazione è però il possibilegenerarsi di momenti flettenti e torcenti inesistentio molto più modesti nella realtà dovuti all’eccen-tricità delle forze in gioco. Alcuni programmi dicalcolo commerciali risolvono questo inconve-niente introducendo nodi “master” e “slave”capaci di agire direttamente, a livello di codice,sulla matrice di rigidezza condensando opportu-namente i gradi di libertà ed evitando l’insorgeredi azioni interne spurie.La connessione tra un tegolo a π (Figura 8a)oppure un tegolo alare (Figura 7a) ed una travecostituente il sistema resistente è solitamente rea-lizzato mediante squadrette metalliche a L colle-gate alla trave e ai quattro piedi del tegolooppure ai due lati dell’alare. In questo caso l’e-lemento di copertura è assimilabile ad una traveincernierata alle estremità nel piano verticale,ma parzialmente incastrata nel piano orizzon-

tale. In particolare, in questo ultimo caso,capace di trasferire un momento flettente ed untaglio, entrambi giacenti sull’orizzontamento dipiano. L’andamento dei momenti nei due piani,nel caso di tegolo a π è riportato in Figura 8b.Un ulteriore aspetto da considerare in fase dimodellazione è la logica conseguenza del mon-taggio “per fasi” dell’edificio prefabbricato. Siprenda ad esempio la posa del tegolo sullatrave: quando il primo viene appoggiato, il pesoproprio inflette il tegolo stesso, generando unarotazione delle estremità; successivamente, fis-sando le estremità del tegolo alle travi, mediantesquadrette metalliche, si realizza la connessionedefinitiva. Se si modella tout court quanto dettoattraverso un modello ad elementi finiti, tenendoin considerazione semplicemente la geometriadegli elementi, s’introduce durante l’analisi unmomento flettente inesistente nella realtà, inquanto il tegolo, inflettendosi sotto l’azione delpeso proprio, trasferisce quest’azione alla traveattraverso i link rigidi. Per ovviare a questo pro-blema, si può operare separando il peso dallamassa degli elementi: si applica il primo diretta-mente in testa ai pilastri sotto forma di forzeconcentrate, si lascia invece la seconda unifor-

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Figura 7Esempi di connessione trave-tegolo alare e trave pilastro:casi di eccentricità nel pianoorizzontale e verticale.

Figura 8Determinazione della realecondizione di vincolo di untegolo a π di copertura.

a) b)

a) b)


memente distribuita sui tegoli di copertura.Altro punto d’importanza fondamentale è lamodellazione degli effetti termici e delle dilata-zioni della struttura nel corso della vita. Nellarealtà l’allungamento/accorciamento del tegologenera un’azione assiale che determina uneffetto di frizione sulla trave e uno strisciamentonel momento in cui viene superata la forzagenerata dall’attrito di primo distacco (con latrasmissione di una forza tagliante all’elementosottostante); la connessione costituita da linkrigidi, in presenza di un allungamento deltegolo dovuto a una variazione termica, gene-

rerebbe invece una torsione della connessionestessa con conseguente trasmissione dell’azioneinterna alla trave sottostante; la modellazionedeve dunque essere studiata attentamente e pre-vedere un elemento “gap” in grado di permet-tere allungamento e accorciamento dei nodi d’e-stremità degli elementi trasmettendo solo azionetagliante, senza introdurre nel modello azioninon presenti nella realtà.La valutazione di questi effetti permette dimodellare in maniera corretta e, quindi, di otte-nere un’analisi accurata del comportamentodella struttura e delle sue connessioni.

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Figura 9Sistema di isolamento alla

base di una strutturaprefabbricata.

4. Calcolo sismico: il nuovo quadro nor-mativo e le ricadute sulla progettazioneLe Norme Tecniche per le Costruzioni (NTC-2008), così come riportato nell’oggetto dellanorma stessa, “definiscono i principi per il pro-getto, l’esecuzione e il collaudo delle costru-zioni, nei riguardi delle prestazioni loro richie-ste in termini di requisiti essenziali di resistenzameccanica e stabilità, anche in caso di incendio,e di durabilità”: vengono emanate comeDecreto Ministeriale 14 Gennaio 2008, mabisogna attendere il primo luglio del 2009 per-ché entrino veramente in vigore e siano l’unicostrumento utilizzabile nella pratica progettuale(Riva et al., 2010).Unica eccezione è costituita dai casi riportati nelparagrafo 2.7 delle NTC-2008: la progetta-zione degli edifici in zona 4 (classificazione

ormai inesistente e per la quale bisogna far rife-rimento all’Ordinanza 3274 del 2003 es.s.m.i.), appartenenti alle classi d’uso I e II, puòavvenire utilizzando normative antecedenti, inparticolare, “le norme tecniche di cui al D.M. LL.PP. 14.02.92, per le strutture in calcestruzzo ein acciaio, al D.M. LL. PP. 20.11.87, per le strut-ture in muratura e al D.M. LL. PP. 11.03.88 perle opere e i sistemi geotecnici. […] Le azionisismiche debbono essere valutate assumendopari a 5 il grado di sismicità S, quale definito al§ B. 4 del D.M. LL. PP. 16.01.1996, ed assu-mendo le modalità costruttive e di calcolo di cuial D.M. LL. PP. citato, nonché alla Circ. LL. PP.10.04.97, n. 65/AA.GG. e relativi allegati”.Utilizzando per la progettazione delle struttureprefabbricate le NTC-2008, i paragrafi di riferi-mento sono il 4.1.10 per qualsiasi struttura e il

Sovrastruttura

Sistema diisolamento sismico

Sottostruttura

Isolatore sismico


paragrafo 7.4.5 per strutture in zona sismica; inqueste sezioni si puntualizzano le richieste nor-mative relative ai nodi tra gli elementi prefab-bricati, considerati gli elementi critici del sistemaresistente, su cui bisogna riporre maggior atten-zione sia in fase di progettazione che in fase direalizzazione: il nodo deve effettivamente com-portarsi come ipotizzato in fase progettuale se sivuole che l’intera struttura risponda alle solleci-tazioni in maniera corretta.Dagli esempi descritti da Riva et al. (2010) inmerito al terremoto de L’Aquila, si ricava che lepiù frequenti cause di danno sono connesse adifetti associati ad una concezione strutturalenella quale l’interazione fra i diversi elementiprefabbricati, strutturali e non, non viene corret-tamente considerata. Questo rende particolar-mente critica la funzione dei collegamenti.Proprio in questa problematica ricade una delledifferenze più significative fra la nuova norma-tiva e quella utilizzata precedentemente (D.M.09/01/1996): si vuole evitare che gli elementiprefabbricati rimangano unità a sé stanti e sicerca di dare al progettista dei consigli su comeverificare che le connessioni siano effettivamentetali; in quest’ ottica il dissipatore di energia stu-diato, e descritto al successivo paragrafo, è con-siderato una connessione tra gli elementi pre-fabbricati e, debitamente provato sia analitica-mente che sperimentalmente, può risponderealle esigenze progettuali, assicurando, nel con-tempo, sia dissipazione di energia, sia stabilitàdella struttura senza perdita di resistenza.Altra prescrizione vincolante è quella contenutanel paragrafo 7.4.6.1.2 secondo il quale “Ladimensione minima della sezione trasversale di unpilastro non deve essere inferiore a 250 mm. Se θ,quale definito nel § 7.3.1, risulta > 0,1, l’altezzadella sezione non deve essere inferiore ad undecimo della maggiore tra le distanze tra il puntoin cui si annulla il momento flettente e le estremitàdel pilastro” (dove θ è il fattore che prende in con-siderazione le non linearità geometriche dellastruttura resistente); questa prescrizione, che deve

essere rispettata nel caso non si eseguano analisinon lineari accurate sulla struttura progettata,risulta essere particolarmente gravosa per strutturemonopiano, per le quali la maggior distanza tra ilpunto in cui si annulla il momento flettente e l’e-stremità del pilastro è pari all’altezza stessa delpilastro: questo vuol dire che per strutture mono-piano con altezza all’intradosso della trave di 10m (ipotesi di realizzazione abbastanza comune inambito nazionale) i pilastri devono avere latominimo della sezione trasversale di 1 m.Strutture convenzionalmente antisismiche si pro-teggono dagli effetti distruttivi dei terremoti permezzo della duttilità globale della struttura,ovvero della capacità di sostenere ampie defor-mazioni in campo plastico e dissipare energiaper isteresi. Il meccanismo di protezione è basatoquindi sul danneggiamento strutturale, e questo èdettato dal fatto che sarebbero economicamentenon realizzabili strutture sismo-resistenti capacidi sostenere i terremoti attesi senza alcun danno.Ciò richiederebbe elevatissime resistenze ed ele-menti strutturali di dimensioni molto grandi.Una modalità alternativa di conseguire il risultatodi elevate prestazioni antisismiche è quella di evi-tare la trasmissione della gran parte dell’energiasismica da parte del terreno alla struttura. Questoconcetto trova applicazione nella messa a puntodi sistemi in grado di sconnettere terreno e strut-tura dal punto di vista degli spostamenti orizzon-tali mantenendo una sufficiente rigidezza in dire-zione verticale: è il caso degli isolatori antisismiciposti alla base della struttura (Figura 9).Questa soluzione comporta la suddivisione del-l’edificio in: sottostruttura, sistema di isolamentoe sovrastruttura. La differenza di comporta-mento tra una struttura a base isolata ed unastruttura tradizionale è riportato qualitativa-mente in Figura 10.Questo sistema si rende economicamente appli-cabile se le forze in gioco sono ben distribuite el’edificio ha dimensioni significative (edifici mul-tipiano in opera, solitamente a carattere resi-denziale); non è chiaramente il caso di edifici in 31


Figura 10Confronto tra strutturatradizionale e strutturaisolata alla base.


struttura prefabbricata monopiano o bipianoper usi industriali, per i quali invece è più logicopensare ad un meccanismo di dissipazione del-l’energia in gioco fra gli elementi prefabbricati,che realizzi al contempo la connessione richie-sta dalla normativa, piuttosto che un sistema d’i-solamento alla base.Considerando quindi quanto detto, diventa evi-dente come la progettazione di edifici prefabbri-cati si possa dividere in due categorie: strutturenon sismo resistenti progettate con l’utilizzo dellanormativa precedente (D.M. 09/01/1996), ovepossibile (per tutte le ex zone sismiche 4), e strut-ture sismo resistenti progettate con l’utilizzo delleNTC-2008, avvalendosi di analisi agli elementi

finiti accurate (non lineari associate a modella-zioni di dettaglio: modelli a fibre oppure modellitridimensionali con elementi solidi e rappresenta-zione “embedded” dell’armatura lenta), così daevitare la prescrizione del paragrafo 7.4.6.1.2.In quest’ultima condizione, diventa quindi van-taggioso avere a disposizione un dispositivo didissipazione d’energia con comportamentodeterminato sperimentalmente e quindi facil-mente simulabile con l’uso di codici ad elementifiniti che, al contempo, permetta di ottimizzarela risposta sismica della struttura e di rispettarele prescrizioni sulle connessioni tra gli elementiprefabbricati come richiesto dai paragrafi7.4.5.2.1 e 7.4.5.2.2.

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5. Moderni sistemi di protezione anti-sismica: una connessione dissipativainnovativaNel corso del 2007, una stretta collaborazionetra un’azienda di prefabbricazione e una offi-cina meccanica ha consentito la nascita e lo svi-luppo di un prototipo di connessione dissipativa.La versione finale del dispositivo, l’elenco delle

componenti meccaniche, lo schema di funziona-mento ed il modello ad elementi finiti impiegatonella comparazione con i dati sperimentali sonoriportati nelle Figure 11, 12 e 13 rispettiva-mente. L’isolatore può essere suddiviso in treparti principali:1. una scatola metallica cava, da gettare all’in-

terno dei tegoli;

Figura 11(a) rappresentazionetridimensionale del

dispositivo; (b) e (c) schemadi funzionamento del

dispositivo.

10

982

4 1

7

5

3 6

Contatto

Contatto

Attrito

GapGap

a)

b) c)

Oggetto Nome Materiale

1 Piatto basso S275JRG2

2 Piatto intermedio S275JRG2

3 Scatola S275JRG2

4 Polietilene basso

5 Polietilene alto

6 Spinotto 115MnPb14

7 Gomma Neoprene

8 Dissipatore

9 Fermo del dissipatore C40

10 Vite M20 Cl. 5.6


2. un sistema di due piastre metalliche, quellabassa appoggiata alla trave di sostegno equella alta collegata allo spinotto metallico atesta allargata, che può scorrere grazieall’interposizione di un foglio in materiale abasso attrito;

3. un sistema composto da due viti M20 contesta ad ancora che collegano le piastreall’anchor channel, e impongono un caricodi precompressione sugli elementi dissipativi.

La scatola metallica cava gioca un ruolo fonda-mentale per la risposta dell’isolatore sotto cari-chi statici, poiché consente spostamenti relatividi ±9 mm tra i due elementi connessi (dovuti adesempio alle deformazioni termiche, requisito dicui è stata evidenziata l’importanza al para-grafo 3) senza che venga attivata la resistenzadegli elementi dissipativi.Nella fase di assemblaggio, la gomma garanti-sce un esatto centraggio dello spinotto. Il com-portamento del sistema sotto carichi statici, nelladirezione dell’asse del tegolo, è rappresentatoin Figura 11b-c.

Mentre lo spostamento limite è un parametro diprogetto, la forza limite dipende dai carichi gra-vitazionali trasferiti dall’appoggio, moltiplicatiper il coefficiente d’attrito del materiale a bassoattrito. Dopo che lo spostamento limite vieneraggiunto, la base allargata dello spinotto va incontatto con la parte bassa della scatola metal-lica e il taglio viene trasferito alla piastra metal-lica superiore, attivando gli elementi dissipativi.Dopo questa fase iniziale, alla risposta delsistema viene aggiunto il ciclo isteretico degli ele-menti dissipativi. Vi è dapprima un incrementoiniziale della forza trasmessa dovuto al compor-tamento iperelastico della gomma confinata sot-toposta a compressione, quindi la base dello spi-notto va in contatto con la parte interna dellascatola e trasmette il taglio agli elementi dissipa-tivi. Se viene raggiunta la corsa limite, una forzaaggiuntiva viene trasmessa dalla piastra diacciaio. In questo caso lo spostamento di con-tatto dc, la forza limite trasmessa dagli elementidissipativi Flim e lo spostamento limite delle vitidlim sono parametri di progetto (Figura 14).

33

Figura 12Scatola annegata nel tegoloo nella trave ed insertoannegato nella trave o nelpilastro.


Per quanto riguarda il comportamento in dire-zione trasversale e verticale, si suppone che l’i-solatore possa essere considerato semi-rigido. Iltaglio trasversale viene trasmesso allo spinotto ealle piastre metalliche, mentre il possibile solle-

vamento è impedito dalla testa allargata dellospinotto, di dimensioni maggiori rispetto aquelle della scatola metallica (l’assemblaggio èreso possibile grazie alla forma ellittica dellatesta).

Figura 13Modellazione ad elementifiniti del sistema didissipazione.

a) b)


5.1 Prove sperimentali sui componentiLe prove sperimentali, condotte presso il Labo-ratorio Prove Strutturali dell’Università degliStudi di Bergamo, sono state pianificate con loscopo di studiare le proprietà meccaniche deisingoli componenti del sistema e quelle dell’in-tero isolatore. Dai risultati ottenuti è stato possi-bile capire il comportamento di ogni parte delmeccanismo nonché l’influenza di ciascun com-ponente sul comportamento globale. Quattromateriali diversi sono stati utilizzati per lacostruzione dei vari componenti (Figura 15):- Materiale polimerico a basso attrito (Figura

15a): coefficiente d’attrito dichiarato, dal 5al 9%;

- Elementi dissipativi (Figura 15b): corone cir-colari ricavate da un cilindro cavo con undiametro esterno di 80 mm ed uno interno di45 mm: coefficiente d’attrito dichiarato, dal15 al 22%;

- Gomma (Figura 15c): fogli di NR/SBR, spes-sore di 15 mm;

- Acciaio: S275.Per ottenere un quadro completo ed esaustivodel comportamento dell’isolatore è stato realiz-zato un banco di prova in acciaio modificabileed adattabile alle esigenze della sperimenta-zione in corso (Figura 16): quattro diversi testsono stati programmati ed eseguiti servendosidi una macchina di prova in grado di eserci-tare, sia in trazione che in compressione, unaforza massima di 50 kN. Gli spostamenti sonostati rilevati mediante l’uso di estensimetripotenziometrici. I risultati acquisiti durante laprova sono stati successivamente elaborati perdepurare eventuali spostamenti e rotazionirigide dovuti al set-up di prova. I quattro testsono brevemente illustrati nei quattro paragrafi

di seguito riportati.

5.1.1 Test 1: Materiale polimerico a basso attritoLa caratteristica principale del materiale utiliz-zato è il basso attrito. Nel primo test (Figura 17),l’elemento viene pressato tra due piastre d’ac-ciaio utilizzando delle barre di precompres-sione; leggendo lo spostamento relativo con gliestensimetri e la forza necessaria per generaretale spostamento, si ottiene il coefficiente d’at-trito del materiale, pari al 6%.

5.1.2 Test 2: DissipatoreL’unica parte sostituibile dell’intero meccanismo,quella evidentemente sacrificabile durante ladissipazione del giunto provocata dallo striscia-mento contro la piastra d’acciaio sulla quale èschiacciata, è l’elemento dissipativo: grandeimportanza ha la coppia di serraggio con laquale viene serrato il dado sopra di esso, visto econsiderato che la quantità di energia dissipataè proporzionale alla forza d’attrito generata, asua volta direttamente proporzionale alla forzaverticale esercitata durante il movimento. Anchein questo caso, analizzando e depurando i datiacquisiti durante la prova (Figura 18), si ottieneun coefficiente d’attrito, pari al 18,8%.

5.1.3 Test 3: GommaPer evitare l’impatto fra la parte mobile e quellafissa dell’isolatore viene usato un elemento ingomma provvisto di tre fori: il centrale serve permantenere l’elemento in sede durante il movi-mento, i due laterali per permettere alla gommadi espandersi a causa della compressione. Il com-portamento risultante è perfettamente elastico. Perquesto terzo test, nessuna forza di precompres-sione viene applicata alle barre (Figura 19).34


Figura 14Schematizzazione delcomportamento ciclicoisteretico degli elementi

dissipativi del dispositivo.

F

Flim

dc ddlim


5.1.4 Test 4: Intero isolatoreNel quarto ed ultimo test (Figura 20) viene investi-gato il comportamento dell’intero isolatore; unavolta posizionato tra le due piastre d’acciaio diprova e simulato il carico verticale, è stato possibileleggere lo spostamento relativo delle piastre e laforza necessaria per generare tale spostamento. Losmorzamento effettivo può essere ricavato dallalinearizzazione della curva in Figura 20c:

(1)

dove Ael è l’area elastica (Figura 21a) e Apl è l’a-rea plastica (Figura 21b). Si ricava infine: ξeff >38%. Analizzando i dati ricavati si nota come essidovrebbero dar luogo ad una dissipazione leg-germente maggiore di quella effettivamente otte-nuta con il funzionamento dell’intero dispositivonella quarta prova. Essendo quest’ultima prova lapiù significativa, si è deciso di ricavare dal com-portamento ottenuto i contributi dei singoli ele-menti dissipativi che caratterizzeranno il modellonumerico: nella Tabella 1 questi valori vengonoconfrontati con quelli ottenuti nelle singole prove.

35


Figura 15(a) materiale polimerico,(b) elemento dissipativo,(c) gomma e (d) interodissipatore.

a) b)

c) d)

Tabella 1 - Confronto tra i valori delle singole prove ed il valore ottenuto dalla prova sull’intero isolatore

Singole prove 4a prova

Elemento Polimerico 6,0% 3,3%

Dissipatore 18,8% 15,0%

Figura 16Macchina di prova.


36


Figura 17Test 1: (a) Elemento

polimerico testato suddivisoper componenti; (b) storia di

spostamento applicata e(c) comportamento ciclicodel materiale polimerico.

Figura 18Test 2: (a) Elemento

dissipatore testato suddivisoper componenti; (b) storia dispostamento applicata e (c)comportamento ciclico del

dissipatore senza perdita dicapacità dissipativa.

a)

b) c)

a)

b) c)


37


Figura 19Test 3: (a) Elemento ingomma testato suddivisoper componenti; (b) storia dispostamento applicata e (c)comportamentoperfettamente elastico senzabisogno di sostituzionedopo il sisma.

Figura 20Test 4: (a) Sistema completodi isolamento;(b) storia di spostamentoapplicata e (c) cicloisteretico chiaramentecomposto dalla somma deicomportamenti di tutti i suoielementi che si attivano intempi diversi.

a)

b) c)

a)

b) c)


In Figura 22 è sovrapposto il risultato del modellonumerico ad elementi finiti descritto in Figura 13con il ciclo isteretico sperimentale di Figura 20c,mostrando un ottimo accordo.

5.2 Prove sperimentali su una struttura in scalarealeLe prove sperimentali condotte presso la sededella CSP prefabbricati s.p.a. (Ghisalba - BG)hanno avuto come scopo principale quello diverificare il comportamento meccanico della con-nessione inserita in una struttura in scala reale.Dai risultati ottenuti è stato possibile avere unaconferma del comportamento isteretico stabiledella connessione, già individuato nel corsodelle prove precedentemente illustrate sui singolicomponenti, e verificare l’assenza di fenomenidi rottura fragile dei punti di ancoraggio latotegolo e lato trave.

5.2.1 Configurazione di provaLe prove sono state effettuate su di un tegolo alaredi produzione corrente di luce pari a 20 m (Figure23 e 24), collegato a due basamenti in calce-struzzo mediante l’utilizzo di quattro connessionidissipative e movimentato tramite l’applicazionedi una forza nella sezione di mezzeria, generatacon un martinetto elettro-meccanico con spintamassima pari a 200 kN. I basamenti in calce-struzzo ed il telaio metallico di sostegno al marti-netto sono stati dimensionati in modo da risultare“rigidi” rispetto alla sovrastruttura. Gli spostamenti

imposti dal martinetto (coassiali al tegolo; Figura25a) vengono trasferiti alle quattro connessionicon minime variazioni, dovute alla deformabilitàdel tegolo. Gli spostamenti sono stati rilevatimediante l’uso di estensimetri potenziometrici. Laforza trasmessa dal martinetto è invece stata rile-vate tramite l’utilizzo di una cella di carico appo-sitamente realizzata. La posizione del martinetto èstata determinata in modo da minimizzare glieffetti dell’eccentricità del punto di applicazionedella forza, compatibilmente con le dimensionidell’apparecchiatura. Il telaio metallico è statodimensionato sulla forza massima trasmissibiledal martinetto, pari a 200 kN. Una volta assem-blati i componenti, questi sono stati collegati a duelastre metalliche fissate al pavimento con barrefilettate e resine epossidiche. Nei basamenti diestremità sono stati collocati 5 anchor channels,per poter effettuare prove ulteriori in caso di rot-ture impreviste dei punti di fissaggio. Le quantitàrilevate dai potenziometri sono le seguenti:- 1a/1b: Traslazioni relative longitudinali.- 2a/2b: Traslazioni relative longitudinali.- 3/4: Traslazioni relative trasversali.- 5: Traslazioni relative longitudinali.- 6: Forza impressa dal martinetto.Le prove sono state effettuate in controllo di spo-stamento, imponendo cicli di carico diampiezza crescente. In questo modo è stato pos-sibile verificare sia il comportamento in condi-zioni “standard” (spostamento dei punti diappoggio inferiore alla corsa massima teorica)38


Figura 22Comportamento numerico

vs. comportamentosperimentale.

Figura 21(a) Parte elastica e(b) parte plastica.

a) b)


39


Figura 23Test su tegolo al vero:configurazione di provae strumentazione.

Figura 24Prova sperimentale condottapresso la sede dellaCSP Prefabbricati Spa(Ghisalba - BG).

Tabella 2 - Strumentazione predisposta sul blocco di fissaggio

Test Tipo Peso Ser.viti Fht1 Ciclica fino a 40 mm 149.7 kN 51 Nm 25.5 kN

2 Spinta massima su 4 connesseioni 149.7 kN 51 Nm 25.5 kN

3 Spinta massima su 2 connessioni 149.7 kN 51 Nm 17.3 kN


sia in condizioni “eccezionali” (raggiungimentodel fine corsa dei dispositivi). La Tabella 2 rias-sume i parametri di prova utilizzati nei test.La forza di scorrimento è stata ipotizzata pari al17% del peso del tegolo (leggermente superiorerispetto al valore utilizzato nelle prove sui com-ponenti), in modo da garantire un serraggiominimo alle viti. Per la determinazione dellaforza di scorrimento teorica Fht si è assunto unattrito tra lastra polimerica ed acciaio pari al 6%ed un attrito tra acciaio e dissipatori pari al16%. Questi valori sono stati ricavati dalle provesui componenti. Per il materiale polimerico èstato assunto il valore ricavato nella prova sulsingolo componente mentre per il dissipatore unvalore leggermente inferiore rispetto al 18.8%ottenuto dalla prova sul singolo componente, inquanto i test sull’isolatore assemblato avevanofornito un attrito globale inferiore a quello cal-colato come somma dei singoli componenti.Le prove a fine corsa sono state effettuate sia conle quattro connessioni fissate che su due sole con-nessioni (rimuovendo le viti dagli anchor channelsdi un basamento), in modo da trasferire un caricomaggiore, avvicinandosi al carico di rottura.

5.2.2 Risultati dei testI cicli forza-spostamento medi ottenuti nel primotest sono riportati nella Figura 25b; la prova èstata eseguita in controllo di spostamento convelocità costante di 0.5 mm/sec.

Dalla Figura 25b si nota che il comportamentoglobale del sistema ricalca quello ottenuto per ilsingolo componente. Dopo un assestamento ini-ziale, con picchi di forza che raggiungono i 50kN (33% del carico verticale), la forza di scorri-mento si attesta su valori vicini a quelli teorici: loscorrimento nella fase iniziale avviene per unaforza pari a 13 kN (pari all’8.7% del carico ver-ticale); il meccanismo dissipativo dei dissipatoriviene attivato per una forza pari a 27 kN (18%del carico verticale), da confrontare con i 25.5kN teorici.La seconda e terza prova (Figura 26) sono stateeseguite per verificare che, in condizione dimassimo carico sia in spinta che al tiro, non simanifestassero comportamenti a rottura fragile;nella seconda prova il tegolo è stato sottopostodapprima a uno spostamento in spinta di 45mm, dopodiché a un tiro fino alla massimaforza trasferibile dal martinetto; nella terzaprova sono state scollegate due delle quattroconnessioni, rimuovendo le viti dalla loro sede,e il tegolo è stato spinto in direzione opposta aquella finale della prova 2.La forza massima cui i collegamenti sono statisottoposti è risultata pari a 170 kN (pari al114% del peso del tegolo), senza che si verifi-cassero danneggiamenti apprezzabili nei com-ponenti della connessione. Il carico di rotturaper taglio del sistema di ancoraggio, ricavatoda prove sperimentali, risulta pari a 8x21.4x3 =

40


a)

a) b)

Figura 26(a) Forza-

spostamento perla seconda provae (b) per la terza.

Figura 25(a) Storia di

spostamento e(b) cicli forza-spostamento.

b)


514 kN. Il carico ammissibile è invece pari a171.2 kN (coefficiente di sicurezza pari a 3).Rimuovendo le viti da due connessioni i carichiammissibile ed a rottura si dimezzano.Dalla figura 26b si evidenzia la diminuzione dellaforza di scorrimento del sistema (17 kN contro 29kN della seconda prova), dovuta in parte allarimozione della forza d’attrito di due connessionie in parte alla diminuzione del serraggio delle vitidelle connessioni rimanenti, causato dalle defor-mazioni residue del ciclo precedente.La forza massima trasmessa, risultata pari a164 kN, non ha provocato danneggiamentiapprezzabili ai punti di ancoraggio. Si è tutta-via manifestata una diminuzione della coppia diserraggio sulle viti, causata dalle deformazioniplastiche del gambo della vite e dei labbri delprofilo di ancoraggio.

5.2.3 Confronto con i risultati sperimentali suicomponentiCome per le prove effettuate in laboratorio, ven-gono ora ricavate le quantità significative dellarisposta del sistema. Dal comportamento ciclicoforza-spostamento (prova 1), viene ricavato losmorzamento viscoso equivalente estrapolandol’area elastica e l’area plastica; l’effetto dellosmorzamento viscoso equivalente risulta essere:

(2)

Nelle prove di laboratorio precedentementedescritte si era ottenuto uno smorzamento equi-valente pari al 38%; il contributo offerto dallarigidezza effettiva in direzione orizzontalerisulta pari a:

(3)

Per avere un termine di confronto, la rigidezzaelastica di un pilastro a mensola in calcestruzzoRck50, di sezione 60x60 cm e altezza pari a 8m, risulta pari a:

(4)

5.3 Modellazioni numeriche semplificate5.3.1 Modellazione delle connessioniPartendo dai dati sperimentali e servendosi deirisultati numerici ottenuti con un modello ad ele-menti finiti solidi per la modellazione dei com-ponenti, viene estrapolata una curva che simuliil comportamento reale dell’isolatore; diversetipologie di modellazione sono state provate peridentificare quale si avvicinasse maggiormenteal comportamento reale.Come si può notare in Figura 27, c’è una buonacorrispondenza in termini di area del ciclo, equindi energia dissipata, con tutti i modelli stu-diati. Il modello più complesso (linea rossa) riesceaddirittura a riprodurre il comportamento inizialeprima della dissipazione ed i tratti di scarico-carico. Dal momento che tutti i modelli hanno un

41


Figura 27Ciclo isteretico deldispositivo e modellazionedelle connessioni.


buon comportamento, per non appesantiretroppo le analisi che dovranno essere effettuate suedifici con molti isolatori, si è scelto di utilizzare ilmodello semplificato (linea azzurra).La rappresentazione schematica del comporta-mento nella direzione dell’asse del tegolo èequivalente a quella di due molle in parallelo,come mostrato in Figura 27. Le proprietà daassegnare ai link nel programma ad elementifiniti si calcolano nel modo seguente:- si calcola il carico verticale trasmesso dal-

l’appoggio (solitamente ¼ del peso deltegolo, delle finiture e della quota parte deicarichi variabili);

- si calcola la forza limite di scorrimento com-plessiva dell’isolatore, indicativamente parial 10-15% del carico verticale trasmesso;

- si calcola la forza limite di scorrimento perattrito sul materiale polimerico, pari a circail 4-5% del carico verticale e si ricava persottrazione il pre-carico da assegnare alleviti (si divide per due la rimanente quota dicarico e si divide per il coefficiente d’attritodell’elemento dissipativo, pari al 15-18%).La coppia di serraggio verrà determinata infunzione del diametro delle viti, Ts = 0.2 Nd;

- si costruisce la curva trilineare assegnandoad uno spostamento di 2.5 mm (necessarioper recuperare i giochi di montaggio) unaforza corrispondente alla metà della forza discorrimento totale, allo spostamento di 14mm (la corsa a vuoto di 9 mm più tolleranzedi montaggio e deformazioni elastiche) laforza totale di scorrimento ed allo sposta-mento di 48 mm la stessa forza;

- si assegna in parallelo una molla elasticabilineare, che trasmette una forza moltobassa (1-2% di quella massima per nonavere problemi numerici) fino allo sposta-mento massimo di 48 mm, e quindi assumerigidezza molto elevata (100 volte maggioredi quella iniziale della molla-isolatore);

- il comportamento della connessione in dire-zione verticale e trasversale all’asse dell’ele-mento viene infine considerato rigido.

Per verificare l’applicabilità del sistema di con-nessione dissipativo a strutture reali, sono stateeseguite analisi numeriche su un pilastro modelloe su di una struttura rappresentativa della pro-duzione corrente.

5.3.2 Analisi numeriche sul capannone tipoIl pilastro isostatico di altezza pari a 11.3 m,sezione da 80x80 cm e carico concentrato in som-mità pari a 590 kN, rappresentabile come unoscillatore ad un grado di libertà, è stato proget-tato secondo le indicazioni dell’Eurocodice 8, inclasse di duttilità intermedia e alta, per un accele-razione al progetto di 0.3 g (zona sismica 2, fat-tore di importanza 1.2) e terreno di categoria B.Le dimensioni della sezione sono state incremen-tate fino al rispetto del limite di 0.2 sull’indice distabilità θ. Il progetto dell’armatura longitudinale ea taglio è risultato governato dai valori minimi danormativa (ρl = 1%; ωwd = 12%). Il pilastro cosìprogettato è stato sottoposto ad una serie di acce-lerogrammi spettro-compatibili, generati con ilprogramma SIMQKE. Si è considerata la massafissata in sommità oppure collegata ad attrito condiversi valori della forza di scorrimento.


Figura 28Confronto tra

connessione rigida edissipativa:

(a) spostamento e(b) taglio.

Tabella 3 - Risultati delle analisi numeriche

Modello Forza (kN) Spostamento (cm)

Rigido 138.32 28.82

Scorr 10% 90.11 17.60

Scorr 15% 115.07 22.83

Scorr 20% 121.94 24.07

Scorr 25% 136.68 28.27

a) b)42


Dai risultati delle analisi si osserva una diminu-zione degli spostamenti della massa in sommitàe delle sollecitazioni al piede del pilastro pervalori della forza di scorrimento del 10-15%(Figura 28). I risultati sono riportati in tabella 3.La differenza tra modello con vincolo rigido emodello con connessione dissipativa con forzadi scorrimento del 10% è pari al 39% in terminidi spostamento della massa in sommità e al 35%in termini di taglio alla base.

Un aspetto importante del comportamento delpilastro con connessione isteretica in sommitàconsiste nella risposta sostanzialmente elasticadell’elemento (come richiesto dalle norme tecni-che per le costruzioni). Si riporta il diagrammamomento-rotazione della sezione di base inFigura 29.Per il pilastro con connessione dissipativa potreb-bero quindi essere omessi i dettagli costruttiviimposti per le strutture antisismiche.

43


Figura 29Curva momento-rotazionealla base.

-2000

-1500

-1000

-500

0

500

1000

1500

200010%

-0.02 -0.015 -0.01 -0.005 0 0.005 0.01 0.015 0.02

6. Conclusioni e sviluppi futuriIn questo articolo sono stati studiati il comporta-mento meccanico di una nuova tipologia di con-nessione dissipativa trave-tegolo per struttureprefabbricate e gli effetti della sua applicazionesu di un pilastro rappresentativo di una strutturaprefabbricata.Il comportamento sperimentale della connes-sione è risultato stabile e vicino a quello teoricoipotizzato in sede progettuale, garantendo ele-vata duttilità e capacità dissipativa.

Gli effetti dell’utilizzo di una connessione dissi-pativa in luogo di una connessione rigida si tra-ducono in un aumento dell’energia dissipata, acui corrispondono la riduzione degli sposta-menti e delle sollecitazioni indotte sui pilastri e infondazione.Sviluppi futuri potranno riguardare studi di appli-cabilità a diverse tipologie strutturali prefabbri-cate e la progettazione del collegamento di ele-menti trave con i pilastri.

RingraziamentiIl presente lavoro è stato svolto dai primi due autorisotto la supervisione dei secondi due autori nell’am-bito della loro tesi di Master in Ingegneria Sismica

presso la Rose School di Pavia. La ricerca sperimen-tale e numerica è stata finanziata da CSP PrefabbricatiSpa e da Officine Meccaniche Maffioletti Srl a seguitodel deposito di Brevetto industriale (NexFuse®).

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strutture prefabbricate: moderni sistemi di protezione antisismica

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