AUTORI: Alessandro Pignagnoli, Ingegnere – CPR INGEGNERIA Stp; Giacomo Pignagnoli, Ingegnere – CPR INGEGNERIA Stp
INCIPIT/ABSTRACTL’articolo descrive l’intervento di miglioramento sismico realizzato su una struttura prefabbricata tramite l’utilizzo di dispositivi di dissipazione fluido-viscosi. Vengono brevemente descritte le caratteristiche del fabbricato esistente ed i vincoli progettuali che hanno portato alla scelta della tipologia di intervento, i principali step di progettazione e, in conclusione, si riporta una valutazione sui costi. L’obbiettivo degli autori è quello di fornire, tramite un esempio pratico, gli elementi per valutare una soluzione progettuale alternativa al “classico” intervento di miglioramento.
L’edificio oggetto di intervento è situato nel comune di Campagnola Emilia (RE) con destinazione d’uso Commerciale. All’interno si trovano un supermercato, un bar e alcuni uffici.
A seguito del sisma 2012 dell’Emilia, l’edificio è stato oggetto di un intervento di Valutazione della Sicurezza Sismica e Risoluzione Carenze (FASE 1), durante la quale è stata svolta una campagna di indagini per la caratterizzazione geotecnica e sismica del terreno di fondazione.
DESCRIZIONE GENERALE DELLA STRUTTURA
Il fabbricato presenta forti irregolarità sia in pianta che in elevazione, essendo costituito da due blocchi distinti realizzati in epoche diverse con tecniche diverse, collegati successivamente fra loro (Figura 2, Figura 3). Le due porzioni costituiscono pertanto un’unica unità strutturale con superficie utile totale di circa 1.400,0 m2.
Porzione A
Porzione anteriore del fabbricato risalente a fine anni ’80. Si tratta di una struttura prefabbricata in ca e cap a due piani, con dimensioni in pianta di 13,0 x 32,0 m e un’altezza massima di 8,7 m, con veletta in copertura. Nel dettaglio la struttura si compone di:
- Pilastri in ca 50×50 cm continui a tutta altezza, con mensole d’appoggio per le travi del primo piano e mensole di lunghezza 3,00 m a sostegno delle pensiline.
- Pensiline realizzate con solai latero-cemento sp. 20 cm.
- Pilastri rompitratta 40×40 cm a sostegno delle velette prefabbricate in ca.
- Travi a L B40xH80 cm a sostegno del solaio del primo piano.
- Tegoli in cap TT H60 cm a formazione del solaio de primo piano, con soletta in ca non collaborante realizzata in opera di spessore 10 cm.
- Travi a L B40xH74 cm a sostegno del solaio di copertura.
- Tegoli in cap TT H54 cm a formazione del solaio di copertura.
- Velette prefabbricate in ca alleggerite con intercapedine in polistirolo, B18xH150 cm.
- Muri del vano scala in muratura di mattoni semi-pieni e passanti nell’impalcato del piano primo.
- Rampa scale realizzata in opera con soletta in ca di sp. 12 – 15 cm.
- Muri di tamponamento esterni in muratura di mattoni semi-pieni.
- Plinti isolati in ca di dimensione B3,50×3,50 m e altezza H60 cm.
- Plinti isolati in ca di dimensione B2,40×2,40 m e altezza H60 cm in corrispondenza dei pilastri rompitratta.
- Trave rovescia in ca di dimensioni B2,60×34,85 m e altezza H60 cm.
Porzione B
Porzione posteriore del fabbricato risalente ad inizio anni ’60. Si tratta di una struttura parzialmente prefabbricata con pilastri e travi monolitiche a doppia pendenza in ca; con una piccola porzione interna su due livelli realizzata con un telaio in ca realizzato in opera. Questa ha dimensioni in pianta di 14,0×32,0 m e una altezza di colmo di 6,8 m. Nel dettaglio la struttura si compone di:
- Pilastri 30×40 cm prefabbricati in ca, con mensola carro-ponte.
- Pilastri 30×30 cm prefabbricati in ca.
- Pilastri 30×30 cm in ca realizzati in opera all’interno della struttura, a sostegno del solaio intermedio.
- Travi B30x50 cm in ca realizzate in opera a sostegno del solaio intermedio.
- Solaio intermedio H20 cm in latero-cemento, con soletta collaborante
- Travi di copertura monolitiche a doppia pendenza in ca con base B30 e altezza massima di circa 130 cm.
- Solaio di copertura H20 cm in latero cemento, rasato.
- Muri di tamponamento in mattoni semi-pieni su fondazioni continue.
- Plinti isolati in ca di dimensioni B1,00×1,80 m e altezza H55 cm in corrispondenza dei pilastri 30×40 cm.
Plinti isolati in ca di dimensioni B1,00×1,20 m e altezzaH55 cm in corrispondenza dei pilastri 30×30 cm.
L’INTERVENTO DI MIGLIORAMENTO SISMICO
Stanti le caratteristiche costruttive descritte, è stato scelto un intervento di miglioramento sismico basato sull’inserimento di 6 dispositivi FVD di dissipazione fluido-viscosi collocati all’esterno del fabbricato, con relative strutture di collegamento e nuove fondazioni. Questa scelta progettuale ha permesso di ottemperare alle principali esigenze della committenza:
- Realizzazione degli interventi strutturali solamente all’esterno dell’immobile;
- Garantire il normale svolgimento delle attività commerciali senza interruzioni.
Inoltre, l’utilizzo di dispositivi di dissipazione consente di mantenere la struttura in ca in campo elastico, o comunque di evitare forti escursioni in campo plastico. In Figura 4 si riporta la disposizione dei dispositivi di dissipazione in pianta. In particolare, è stato necessario posizionare i dispositivi 1 e 2 sul lato NORD ed i restanti 3-4-5-6 sul lato OVEST della Porzione A.
Caratteristiche dei dispositivi FVD
- Forza massima F: 291 kN
- Coeff. di smorzamento C: 370 kN/(m/s)0,2
- Esponente di smorzamento ?: 0,20
- Velocità massima: 300 cm/s
- Escursione massima dispositivo: ± 50 mm
I dispositivi sono stati ancorati rigidamente al terreno mediante nuove fondazioni isolate in ca (Figura 5) e alla struttura esistente mediante nuove strutture metalliche. Sono state inoltre inserite:
- nuove strutture metalliche tra le due Porzioni A e B con la funzione di migliorare il trasferimento degli sforzi in direzione Y;
- nuove strutture metalliche di controventamento sotto al porticato d’ingresso della Porzione A con la funzione di ripartire gli sforzi fra i dispositivi in direzione Y;
profili metallici sulle murature della Porzione B per evitare meccanismi locali di ribaltamento fuori piano.
METODO DI ANALISI
Il progetto è stato condotto tramite analisi dinamica non lineare time history, selezionando 7 coppie di accelerogrammi registrati nelle componenti X e Y e trascurando in questo caso la componente Z (§7.3.5 NTC2018).
Preliminarmente è stata necessaria la definizione dello spettro elastico di riferimento SLV per le analisi sismiche globali ed SLC per la verifica dei soli dispositivi. Avendo caratterizzato il suolo dal punto di vista sismico tramite Vs,30, si è stabilito di utilizzare la categoria di sottosuolo “C”; tale dato è stato confermato anche con analisi di risposta sismica locale 1D. Le 7 coppie di accelerogrammi naturali nelle componenti X e Y sono state selezionate mediante il programma gratuito REXELite (Figura 6), in modo tale che i relativi spettri di risposta risultassero a media spettro compatibile rispetto allo spettro elastico di riferimento, come previsto dalla normativa vigente (§3.2.3.6 NTC2018).
MODELLAZIONE NUMERICA
Vista la particolarità costruttiva, lo studio del comportamento nello Stato di Progetto ha richiesto la realizzazione di un modello globale e di alcuni modelli di dettaglio con programmi dedicati per giustificare le assunzioni più importanti. Pertanto, oltre all’analisi globale time history, sono state condotte analisi di dettaglio sulla Porzione B più vecchia tamponata in muratura, in modo da valutare al meglio le situazioni limite di comportamento nelle due direzioni principali X e Y e tarare l’analisi sul modello globale.
Modello di dettaglio: Porzione B
Il comportamento sismico di tale porzione nello Stato di Fatto è stato analizzato tramite analisi statica non lineare, con modellazione a macro-elementi bidimensionali (Figura 7). Il solaio di copertura è di tipo latero-cementizio “rasato”; non è quindi in grado di garantire la ripartizione delle azioni sismiche in direzione Y, per cui dovrà essere considerato infinitamente deformabile lungo questa direzione.
Dai risultati ottenuti è stata riscontrata in direzione X una elevata resistenza dei tamponamenti in muratura associata a spostamenti minimi; viceversa, in direzione Y risultano resistenze minime associate ad una elevata deformabilità.
Il comportamento è rappresentativo dell’assunzione di copertura deformabile in direzione Y. Pertanto:
- Per la direzione X sono stati considerati validi i risultati ottenuti dal presente modello, che restituisce una resistenza ampiamente superiore al valore di resistenza prefissato come obbiettivo dell’intervento di miglioramento (resistenza ?60% dello spettro SLV). In particolare, la resistenza viene stimata pari al 84% dello spettro SLV di riferimento; non risulta quindi necessaria la progettazione di rinforzi.
- Per la direzione Y si rimanda al modello globale.
Modello Globale: Porzione A+B
Il modello è comprensivo delle strutture di tutto il fabbricato ed è stato realizzato con il programma Sap2000. Questo è stato utilizzato per la valutazione del comportamento di:
- Progetto dei dispositivi FVD.
- Progetto e verifica delle nuove strutture metalliche.
Verifica delle azioni massime sulle strutture sismo-resistenti in ca.
Ogni elemento strutturale è stato modellato considerando il suo ingombro geometrico reale; in questo modo sono state considerate tutte le eccentricità tipiche delle strutture prefabbricate. Il solaio latero-cementizio della Porzione B, come detto al paragrafo precedente, è stato modellato come infinitamente deformabile.
La rigidezza flessionale delle strutture esistenti in ca è stata abbattuta del 50%; tale assunzione ha lo scopo di simulare una configurazione fessurata delle strutture sismo-resistenti; massimizzando quindi gli spostamenti e in particolare, quelli che interessano i dispositivi. Le coppie di accelerogrammi SLV e SLC considerate per le analisi hanno una durata di 25s ed un passo di campionamento di 0,005s.
Essendo la non linearità del modello concentrata esclusivamente nei dispositivi di dissipazione, è stato possibile svolgere analisi del tipo FNA (Fast Nonlinear Analysis) svolta sulla base di una analisi modale con vettori di Ritz. Questo ha permesso di ridurre notevolmente l’onere computazionale rispetto all’utilizzo di analisi non lineari per integrazione diretta. Per quanto riguarda le nuove strutture metalliche, alcune delle quali compresse, sono stati realizzati modelli numerici specifici in modo da escludere eventuali problemi di instabilità (Figura 9). Tutte le nuove strutture metalliche sono state progettate per resistere al 100% delle azioni SLV ottenute dalle analisi FNA, in modo da garantire un adeguato margine di sovra-resistenza.
RISULTATI DELL’ANALISI GLOBALE
I dati di output ottenuti dalle analisi FNA, espressi in termini di forze e spostamenti, corrispondono alla media dei valori massimi ottenuti dalle 7 analisi time history svolte allo stato limite SLV (ed SLC per i soli dispositivi).
Come richiesto dalla normativa vigente i risultati ottenuti dell’analisi dinamica non lineare sono stati confrontati con i risultati ottenuti dall’analisi dinamica lineare con spettro di progetto (§7.3.4 NTC2018).
In sintesi, i parametri caratteristici delle analisi sono i seguenti:
- Analisi time history (FNA)
- INPUT sismico: 7 accelerogrammi: SLV 60%
- Smorzamento viscoso ?: 5%
- Dispositivi FVD: Fmax = 291 kN; 370 kN/(m/s)0,2 ; ? = 0,2
- Analisi dinamica con spettro di risposta (RS)
- INPUT sismico: Spettro SLV 60%
- Smorzamento viscoso ?: 5%
- Fattore di comportamento “equivalente” q: 1,85
Per la valutazione e il confronto dei risultati sono stati scelti 4 pilastri in ca “di controllo” (A1-A3-C1-C3) individuati dai fili fissi nella pianta in Figura 4. I pilastri sono stati scelti in quanto caratteristici per gli spostamenti e quindi per le sollecitazioni. Si riportano nel seguito i risultati in termini di forze.
Le differenze riscontrate fra i risultati delle due analisi sono minime e risultano dovute ai differenti metodi di combinazione delle azioni utilizzati:
- Analisi FNA. Applicazione di coppie di accelerogrammi naturali X e Y: 1,00 Ex + 1,00 Ey
- Analisi RS. Applicazione dello spettro di progetto con q=1,85: 1,00 Ex + 0,30 Ey
Si riportano di seguito i risultati delle analisi SLV in termini di spostamento, velocità e accelerazione per i nodi a quota 3,50 m (quota di attacco dei dispositivi) e 7,60 m (sommità dei pilastri) dei 4 pilastri di controllo (A1-A3-C1-C3). Non si riportano, per brevità, i risultati delle analisi SLC. Si evince comunque che i dispositivi non superano la velocità massima di progetto e non superano gli spostamenti massimi stabiliti.
Le nuove strutture di fondazione costituiscono l’elemento di contrasto dei nuovi dispositivi fluido-viscosi di dissipazione progettati per una azione massima SLV pari a 300 kN. Trattandosi di dispositivi di dissipazione supplementare di energia occorre garantire un appoggio praticamente fisso. L’azione del dispositivo avviene su una retta d’azione a 45° rispetto all’orizzontale (Figura 10, Figura 11). Le fondazioni sono costituite da una trave rovescia poggiante su un getto in calcestruzzo magro. Trattandosi di dissipatori a doppio effetto, occorre impedire anche il sollevamento della fondazione; pertanto, il getto in cls magro fungerà anche da “zavorra” anti-sollevamento. Il dissipatore verrà installato su un pilastro di rialzo collegato alla trave rovescia.
In Figura 12, Figura 13 e Figura 14 si riportano gli inviluppi ottenuti dalla media delle azioni massime sui pilastri in ca esistenti. I grafici sono rappresentativi delle azioni di Momento e taglio sollecitante nelle due direzioni principali X eY.
In Figura 16 e Figura 17 si riportano i risultati delle verifiche di resistenza per i pilastri in ca esistenti. Questi, espressi in termini di tassi di sfruttamento, sono stati ottenuti con il post-processore per strutture in ca VIS13.
Come si vede dai risultati delle verifiche a presso-flessione e taglio, i pilastri in ca risultano verificati al 60% dello spettro SLV. I dispositivi FVD sono successivamente stati progettati in termini di corsa massima del pistone del dispositivo stesso. Gli spostamenti sono stati ricavati dai risultai delle analisi con coppie (x,y) di accelerogrammi SLC:
- Media spostamenti massimi: 17 mm
- Escursione massima attesa: ± 17 mm
- Media spostamenti massimi: 20 mm
- Escursione massima attesa: ± 20 mm
- Media spostamenti massimi: 22 mm
- Escursione massima attesa: ± 22 mm
- Media spostamenti massimi: 22 mm
- Escursione massima attesa: ± 22 mm
- Mediai spostamenti massimi: 22 mm
- Escursione massima attesa: ± 22 mm
- Media spostamenti massimi: 20 mm
- Escursione massima attesa: ± 20 mm
Dilatazioni termiche
Le dilatazioni termiche dell’edificio saranno da sommare al dato di spostamento del dispositivo.
Assumendo i dati di ?T massimi previsti al §3.5.4 NTC2018, per le strutture esposte (a favore di sicurezza) si ha una escursione massima orizzontale pari a:
DL = 3300 cm * 1 * 10^-5 = 0,495 cm
Per simmetria, l’escursione su un lato del fabbricato è pari alla metà di ?l, quindi circa 2,5 mm.
Precisazione sulle strutture in elevazione e di fondazione esistenti
Nello stato di progetto le azioni sulle strutture esistenti restano entro i limiti del comportamento elastico, come da obbiettivo iniziale. In ogni caso, eventuali rotazioni di plinti o plasticizzazioni di pilastri per superamento del momento limite (fatto comunque escluso) non producono problemi al funzionamento della struttura con dissipatori, i quali incrementeranno leggermente gli spostamenti e di conseguenza la dissipazione. Tale situazione limite, di cui si omettono i risultati, è stata verificata tramite opportune modellazioni in cui sono stati incernierati i pilastri alla base.
In conclusione
I dispositivi FVD sono stati realizzati tutti con i medesimi parametri, prevedendo una escursione massima del pistone di ± 50 mm, equivalente ad una corsa totale di 100 mm. In Figura 18 si riportano a titolo di esempio i diagrammi Forza-Spostamento per le analisi SLC del dispositivo n. 3 restituiti dal programma di calcolo.
ESECUZIONE LAVORI
I lavori sono stati eseguiti da Nova Costruzioni SRL – Novellara (RE). Nel rispetto del vincolo imposto dalla committenza (garantire il normale svolgimento delle attività commerciali senza interruzioni), l’intervento è risultato rapido e relativamente semplice.
Una certa cura è stata riservata alle tolleranze di esecuzione, in modo da ridurre il più possibile il gioco nei collegamenti tra le strutture metalliche ed eventuali disallineamenti. I Dispositivi FVD, dotati di snodi sferici alle estremità, sono stati realizzati e forniti da FIP MEC Srl (Figura 19). Su quattro dispositivi scelti dal DL, sono state eseguite le prove di accettazione previste dalla NTC2018 secondo le procedure stabilite dalla UNI EN 15129; tali prove, in accordo con il collaudatore, sono state fatte valere anche come prove di collaudo. Le prove sono state certificate dal Dipartimento di Ingegneria Civile, Edile e Ambientale dell’Università di Padova con la strumentazione disponibile presso lo stabilimento FIP MEC Srl.
In Figura 21 e Figura 22 si riportano come esempio i risultati di una delle prove di accettazione svolte sul dispositivo s/n 2109658. In particolare, si riporta il grafico Forza-Spostamento del dispositivo ottenuto alla velocità di esercizio di 300 mm/s ed i risultati della prova per ogni step di velocità. Come si vede dal grafico in Figura 22, i punti ottenuti in via sperimentale ricadono all’interno del range di tolleranza fissato dalla normativa.
L’opera è stata infine collaudata dal Prof. Ing. Andrea Benedetti di Bologna.
COSTI
L’intervento di miglioramento ha avuto i seguenti costi:
- FASE 1: Risoluzione carenze: € 105.000
- Piastre metalliche di collegamento dei nodi strutturali
- FASE 2: Miglioramento sismico: € 160.000
- Utilizzo dei 6 dispositivi di dissipazione FVD.
- Nuove fondazioni di contrasto per i dispositivi.
- Nuove strutture metalliche esterne di collegamento e ripartizione delle azioni.
Rapportando i costi alla superficie utile, si hanno le seguenti incidenze:
- Risoluzione carenze (Fase 1) 75 €/m2
- Miglioramento sismico (Fase 2) 115 €/m2
Dal confronto di lavori già ultimati da CPR INGEGNERIA il costo medio di un intervento “tradizionale” di miglioramento sismico è dell’ordine di 200 €/m2; valore ottenuto senza considerare i costi relativi ad un eventuale fermo delle attività commerciali/produttive svolte all’interno del fabbricato. Il dato sopra riportato risulta, pertanto, notevolmente più basso rispetto al costo medio ottenuto per un intervento tradizionale; anche considerando l’onere di progettazione superiore che comporta l’utilizzo di dispositivi.