Comportamento sismico dei collegamenti nelle strutture prefabbricate Dottorando Vittorio CAPOZZI

COMPORTAMENTO SISMICO DEI COLLEGAMENTI NELLE STRUTTURE PREFABBRICATE

DOTTORANDOVittorio CAPOZZI

1

Dottorato di ricerca in Rischio Sismico

UNINA

NAPOLI, 3 NOVEMBRE 2009

Dipartimento di Ingegneria Strutturale, Università degli studi di Napoli “Federico II”, Napoli, [email protected]

Prof. Ing. Edoardo COSENZATUTOR

Prof. Ing. Gennaro MAGLIULO REFERENTE

Prof. Ing. Giovanni FABBROCINO REFERENTE

Prof. Aldo ZOLLOCOORDINATORE DEL COLLEGIO

DEI DOCENTI

DEFINIZIONE DI STRUTTURA PREFABBRICATA

2

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Riduzione del lavoro manuale derivante dall’organizzazione interna del lavoro e dalla utilizzazione di macchine in stabilimento

Utilizzazione di casseforme speciali riutilizzabili e realizzazione di forme complesse per ridurre, a parità di prestazioni, la quantità di materiale utilizzato

Continuità del ciclo produttivo per la indipendenza dalle condizioni climatiche e miglioramento delle condizioni di lavoro in ambiente protetto

Riduzione dei tempi di costruzione per il minor numero di operazioni da compiere e per la minor dipendenza dai tempi di maturazione dei getti

STRUTTURA REALIZZATA MEDIANTE L’ASSOCIAZIONE E/O IL

COMPLETAMENTO IN OPERA DI PIÙ ELEMENTI COSTRUITI IN

STABILIMENTO O A PIÈ D’OPERA

CIRCA 500 AZIENDE OPERANTI NEL SETTORE CON 20000 ADDETTI

Napoli, 3 Novembre 2009

D.M.LL.PP. 3/12/1987“Norme tecniche per la progettazione, esecuzione e

collaudo delle strutture prefabbricate”

D.M.LL.PP. 16/01/1996“Norme tecniche per il calcolo, l’esecuzione e il collaudo delle strutture in c.a.

normale e precompresso e per le strutture metalliche”D.M.LL.PP. 16/01/1996

“Norme tecniche per le costruzioni in zona sismica”

O.P.C.M. 3431 05/05/2005“Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica

del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica”D.M.I.T. 14/09/2005

“Norme tecniche per le costruzioni”Eurocode 8 part 1.1

“Design of structures for earthquake resistance: general rules, seismic action and rules for buildings”

D.M.I. 14/01/2008“Norme tecniche per le costruzioni”

Istruzioni C.N.R. 10025“Istruzioni per il progetto, l’esecuzione ed il collaudo delle strutture prefabbricate in

Calcestruzzo”Istruzioni C.N.R. 10018

“Apparecchi di appoggio per le costruzioni”

1. Collegamenti situati al di fuori di zone di possibile comportamento inelastico che quindi non modificano le capacità dissipative della struttura rispetto al caso monolitico

2. Collegamenti situati nelle zone critiche alle estremità delle travi e dei pilastri ma sovradimensionati in maniera tale da spostare la plasticizzazione in zone attigua all’interno dell’elemento

3. Collegamenti situati nelle zone critiche alle estremità delle travi e dei pilastri e dotati delle necessarie caratteristiche in termini di duttilità e di quantità di energia dissipabile

“il collegamento tra gli elementi prefabbricati influenza in modo sostanziale il

comportamento statico dell’organismo strutturale e quindi anche la sua risposta sotto azioni sismiche “

NORMATIVA DI RIFERIMENTO

3

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MOTIVI DELLA RICERCA

4

Non è ancora stato oggetto di indagine approfondita e generalizzata lo studio dei collegamenti tra elementi

prefabbricati considerati nella loro specificità e nei riguardi delle conseguenze che tale specificità introduce nel

comportamento strutturale d’insieme.

Esistono ricerche su scala nazionale ed europea [Saisi e altri, 1998 – Biondini e altri, 2003] mirate all’analisi dell’insieme strutturale per la

valutazione delle risorse duttili e della conseguente capacità dissipativa sotto azione sismica e per il corretto calcolo dei principali

elementi (travi, colonna …).

È ampiamente sentita oggi la necessità di dare una esaustiva e razionale soluzione ai problemi inerenti la progettazione sismica degli edifici dando

pratica applicazione ai criteri di duttilità e gerarchia delle resistenze

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OBIETTIVI DELLA RICERCA

5

La conoscenza per ciascun collegamento dei parametri di riferimento consentirà di implementare gli stessi in modelli

computazionali parziali o globali.

Vi è dunque la necessità di dare una soluzione scientificamente corretta e completa ai problemi della progettazione dei nodi e delle

unioni delle strutture prefabbricate

SVILUPPO DI MODELLI TEORICI, BASATI SU APPROCCI MECCANICI, DEL COMPORTAMENTO SISMICO DI TALI COLLEGAMENTI

STUDIO SPERIMENTALE DELLE CARATTERISTICHE MECCANICHE DI ALCUNE TIPOLOGIE DI COLLEGAMENTI (Resistenza, Duttilità, Dissipazione, Deformazione, Degrado e Danno)

DETERMINAZIONE DELLE CURVE FORZA-SPOSTAMENTO SIA PER QUANTO CONCERNE LA PARTE MONOTONA CHE QUELLA CICLICA

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TIPOLOGIE DI CONNESSIONI

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Le connessioni sono necessariamente realizzate in sito, per tale ragione devono soddisfare dei requisiti indispensabili:

DEVONO ESSERE CONCEPITE ED ESEGUITE IN MODO DA RISPECCHIARE FEDELMENTE GLI SCHEMI DI CALCOLO IPOTIZZATI

DEVONO GARANTIRE SEMPLICITA’ E VELOCITA’ ESECUTIVA

DEVONO CONSENTIRE LE NECESSARIE TOLLERANZE DI COSTRUZIONE

Queste possono essere classificate in relazione a numerosi criteri

ESECUZIONE COSTRUTTIVA

MATERIALI UTILIZZATI

AZIONE STATICA TRASMESSA

ELEMENTI STRUTTURALI DA COLLEGARE

5 TIPOLOGIE DI COLLEGAMENTO


7

TIPOLOGIE DI CONNESSIONI

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UNIONE FONDAZIONE - PILASTRO

UNIONE PILASTRO - TRAVE

UNIONE TRAVE – COPERTURA

UNIONE TRA ELEMENTI DI COPERTURA

UNIONE TRA PANNELLI E STRUTTURA

UNIONI ARTICOLATE (W < 0.15)

UNIONI SEMI-ARTICOLATA

UNIONI RIGIDE (W > 0.9 – 0.95)

0

0

W

GRADO DI VINCOLO:


8

• COLLEGAMENTO CON CUSCINETTI IN GOMMA (neoprene, elastomero, elastomero armato) O IN MALTA CEMENTIZIA (edifici esistenti)

• COLLEGAMENTO CON SPINOTTI (edifici attuali)

• COLLEGAMENTO IBRIDO (IL FUTURO?)

COLLEGAMENTI TRAVE-PILASTRO MAGGIORMENTE DIFFUSI IN ITALIA

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Le conoscenze acquisite rivelano che in molte delle strutture prefabbricate esistenti i collegamenti trave – pilastro sono ad attrito (calcestruzzo-neoprene) e dunque presentano una elevata vulnerabilità sismica. Ciò è confermato dal fatto che è stato osservato che durante il terremoto del Friuli il motivo di collasso delle strutture prefabbricate è stato per perdita di appoggio di connessioni ad attrito. Circolare del Ministero dei LL.PP. 6

Febbraio 1965 n° 1422

“Nei giunti orizzontali il rapporto tra l’azione tagliante massima T e l’azione assiale di compressione N concomitante deve essere T/N < 0,35. Se le precedenti condizioni non sono verificate, l’azione tagliante deve essere per intero assorbita da armature metalliche localizzate o diffuse. “

D.M. LL.PP. 3 Dicembre 1987

“In zona sismica non sono consentiti appoggi nei quali la trasmissione di forze orizzontali sia affidata al solo attrito.“

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10

Sono state effettuate analisi statiche e dinamiche non lineari su edifici esistenti tipo. (Magliulo G., Fabbrocino G., Manfredi G. (2008). “Seismic assessment of existing precast industrial buildings using static and dynamic non linear analyses”, Engineering structures). Si è utilizzato per le ADNL il terremoto di El Centro (Imperial Valley ’40) scalato secondo uno spettro relativo ad una zona italiana di media sismicità (zona 2) con terreno di tipo C. Si è assunto un coefficiente d’attrito calcestruzzo-neoprene, ricavato dalla bibliografia, pari a 0,6. I risultati delle analisi numeriche hanno evidenziato la bassa resistenza alle azioni sismiche da parte degli edifici prefabbricati industriali realizzati in Italia prima del 1970; essi, infatti, anche per terremoti di media intensità, possono collassare per perdita di appoggio.


Pilastro laterale Pilastro d’angoloEl CentroEl Centro

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BIBLIOGRAFIA

FONTI BIBLOGRAFICHE

s d

Prontuario per il calcolo di elementi

strutturali0,90 ----

Fondamenti di infrastrutture

viarie0,70 ----

Physics for Scientists and Engineers With Modern Physics

(Saunders Golden Sunburst Series)

1,00 0,60;0,85

center for advanced friction studiens

1.00 - 4.00 0,80

Gruppo tecnofin 0,65 0,5

CNR 10018 (1999)

11

v 2.0

1.0

= Sforzo normale in N/mm2 dovuto ai carichi verticali

v

UNI-EN 1337:3 (2005)

v 9.0

1.0

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Schrage (1981)

v 4.0

05.0

v 26.0

04.0 PCI Handbook (1985)

GRANDE VARIABILITA’ E INCERTEZZA SUI SETUP USATI PER LE PROVE


Prove per la determinazione dei parametri meccanici della gomma

PROVE EFFETTUATE

12

Per valutare il coefficiente d’attrito tra neoprene e calcestruzzo sono state progettate 3 tipologie di prove:

Tilting test: Prove di attrito su piano inclinato (N=0)

Pulling Test: Prove di attrito sotto elevato carico assiale imposto (N>0)

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Le prove di durezza sono eseguite in accordo alla norma tedesca ISO DIN 48:la durezza IRHD è calcolata utilizzando il metodo N.

Dalla durezza si determina il modulo di elasticità trasversale della gomma

PROVA DI DUREZZA

13

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0 5 10 15 20 25 30

Neoprene

Pro

fon

dit

à I

mp

ron

ta [

mm

]

Tempo [s]

Carico Piastra =8,30 N per 5 minPrecarico Punzone=0,30 N per 5 s Carico Punzone=5,70 N per 30 s

Materiale Provino Impronta IRHD Shore A mm

Neoprene 1 58 67 67 2 53 69 69

Durometro

Punzone tipo N

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TILTING TEST – Setup di prova

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Telaio inclinabile con vite senza fine

2 trasduttori LVDT verticali per la misura dell’angolo d’inclinazione (E – F)

2 trasduttori LVDT per la misura dello spostamento ed il bilanciamento delle forze (A – B)

Dimensioni dei campioni di neoprene: 20 x 9 cm e 25 x 20 cm

EF

BA

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TILTING TEST – Risultati delle prove

150,0600,492

0,50421

0,41020

0,48219

0,40918

0,39317

0,45916

0,49615

0,51314

0,43313

0,0430,454

0,44412

25 x 20

0,52011

0,50110

0,5849

0,4718

0,5417

0,5666

0,6295

0,5164

0,4933

0,4372

0,0530,526

0,5281

20 x 9

S.Q.M.mProvaBase

neoprene

0,0600,492

0,50421

0,41020

0,48219

0,40918

0,39317

0,45916

0,49615

0,51314

0,43313

0,0430,454

0,44412

25 x 20

0,52011

0,50110

0,5849

0,4718

0,5417

0,5666

0,6295

0,5164

0,4933

0,4372

0,0530,526

0,5281

20 x 9

S.Q.M.mProvaBase

neoprene

Valore stimato

Intervallo [ 0,432 ; 0,552 ]

Funzione densità di probabilità

-1

0

1

2

3

4

5

6

7

0,092 0,192 0,292 0,392 0,492 0,592 0,692 0,792 0,892 0,992

coefficiente d'attrito

den

sità

di p

rob

abili

tà

0,492 0,060statico

221

2

m

f e

Funzione densità di probabilità

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PULLING TEST – Setup della prova iniziale

Blocco di

cls

Barre Φ26

HEA 180

Tirafondi Φ18

Martinetto 500kN

Piastre in acciaio

Prof. a doppia T

Culla

Basette di neoprene

Piastra di acciaio

Martinetto 500kN

Barra filettata

Teflon

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PULLING TEST – Setup iniziale Vs Setup definitivo

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Setup definitivo Setup iniziale

Boccola filettata

Filo di lenza

LVDT

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PULLING TEST – Animazione

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Nome prova N T (x2) i m b h

[kN] [kN] mm mm [N/mmq] [N/mmq] 80 (2) 80 21.4 0.134

0.131

150 300 1.78 0.238 80 (3) 80 19.0 0.119 150 300 1.78 0.211 80 (4) 80 21.1 0.132 150 300 1.78 0.235 80 (5) 80 22.4 0.140 150 300 1.78 0.249 120 (2) 120 29.8 0.124

0.120

150 300 2.67 0.331 120 (3) 120 27.1 0.113 150 300 2.67 0.301 120 (4) 120 30.5 0.127 150 300 2.67 0.339 120 (5) 120 28.1 0.117 150 300 2.67 0.312 160 (1) 160 38.5 0.120

0.115

150 300 3.56 0.428 160 (2) 160 35.6 0.111 150 300 3.56 0.396 160 (3) 160 37.3 0.117 150 300 3.56 0.414 160 (5) 160 35.8 0.112 150 300 3.56 0.398 200 (1) 200 45.3 0.113

0.114

150 300 4.44 0.503 200 (2) 200 48.0 0.120 150 300 4.44 0.533 200 (3) 200 45.8 0.115 150 300 4.44 0.509 200 (4) 200 43.6 0.109 150 300 4.44 0.484 240 (1) 240 43.7 0.091

0.095

150 300 5.33 0.486 240 (2) 240 46.3 0.097 150 300 5.33 0.514 240 (3) 240 44.5 0.093 150 300 5.33 0.494

240 (4) 240 48.8 0.102 150 300 5.33 0.542

PULLING TEST – Risultati delle prove

19

• Sono state realizzate 20 prove, 4 per ogni livello di sforzo normale• L’azione parallela alle superfici di neoprene e di calcestruzzo a contatto è monotonamente incrementata con una velocità pari a 0.02 mm/sec

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80 (3)80 (4)80 (2)80 (5)

120 (2)

160 (1)

120 (3)120 (4)120 (5)

160 (2)160 (3)160 (5)

200 (1)200 (2)200 (3)200 (4) 240 (1)

240 (2)240 (3)240 (4)

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

0 1 2 3 4 5 6

Ten

sion

e ta

nge

nzi

ale

[N/m

m2 ]

Tensione di compressione [N/mm2]

Confronto prove eseguite - bibliografia

PCI Handbook

CNR 10018/99

UNI-EN 1337:3-2005

Schrage

Regression curve of experimental results

Maggiore velocità di esecuzione della prova



21

80 120 160 200240

Limitazione della CNR per schiacciamento del neoprene

0.000

0.050

0.100

0.150

0.200

0.250

0.300

0.350

0.400

0.450

0.500

0.00 1.00 2.00 3.00 4.00 5.00 6.00

Co

eff

icie

nte

di a

ttri

to c

alc

es

tru

zzo

-n

eo

pre

ne

Sforzo di compressione [N/mmq]

Diagram of the concrete - neoprene friction coefficient

Formulazione proposta

Lineare (Retta di regressione delle prove)

Variazione di m al variare di s

Formulazione analitica proposta

49.0 per 2/15.0 mmNv (4)

v 1.0 per 2/515.0 mmNv

dove v è lo sforzo normale e 055.0

<1%≈10%

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Collegamento Trave - Pilastro ad attrito

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CONCLUSIONI

• Il coefficiente d’attrito statico determinato mediante prove sperimentali su piano inclinato (N=0) è risultato dell’ordine = 0,5

• Il coefficiente d’attrito statico determinato mediante prove sperimentali con tensione assiale variabile = 1.7 - 5.3N/mmq risulta dell’ordine 0,13 – 0,10

• Il coefficiente d’attrito diminuisce all’aumentare dello sforzo normale

• I bassi valori del coefficiente di attrito restituiti dalle prove ed i risultati delle analisi numeriche riportati in altri lavori mettono in evidenza la bassa resistenza alle azioni sismiche da parte degli edifici prefabbricati industriali realizzati in Italia prima del 1970; essi, infatti, anche per terremoti di media intensità, possono collassare per perdita di appoggio

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COLLEGAMENTO CON SPINOTTI METALLICI

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CALCOLO DELLA RESISTENZA DI UNA CONNESSIONE SPINOTTATA

24

Nel valutare la resistenza di una connessione spinottata bisogna innanzitutto fare differenza tra due tipologie di azione :

V V

AZIONE SPINOTTO CONTRO IL NUCLEO DI CALCESTRUZZO

AZIONE SPINOTTO CONTRO IL COPRIFERRO DI CALCESTRUZZO

Snervamento della barra eschiacciamento del calcestruzzo

Spacco (splitting) del calcestruzzo

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Le formulazioni analitiche disponibili in letteratura sono :

Istruzioni CNR 10025 del 1984

2 Rd b cd sdV c d f f Tensione di progetto dell’ acciaioResistenza a compressione di progetto del calcestruzzoDiametro della barraCoefficiente correttivo =1.2 in assenza confinamento


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AZIONE CONTRO IL RICOPRIMENTO :Spacco del calcestruzzo nella direzione della forza (bottom splitting) c

5 0.66c+d

b RdV d c f

b ctCopriferro in direzione della forza

Diametro della barra

Resistenza a trazione del calcestruzzoAZIONE CONTRO IL RICOPRIMENTO :Spacco del calcestruzzo nella direzione ortogonale alla forza (side splitting)

2Rd b ct ctV d b f Resistenza a trazione del calcestruzzo

Base resistente della sezione

Diametro della barra

Tensione di progetto dell’ acciaioResistenza a compressione di progetto del calcestruzzoDiametro della barra

Teoria di Tassios e Vintzeleou

21.30 Rd b cd sdV d f f

AZIONE CONTRO IL NUCLEO - CARICO MONOTONO :Snervamento della barra e simultanea rottura per schiacciamento del cls

20.5 1.30 Rd b cd sdV d f f

AZIONE CONTRO IL NUCLEO - CARICO CICLICO :Snervamento della barra e simultanea rottura per schiacciamento del cls

VCopriferro laterale

Copriferro inferiore

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Teoria di Soroushian - Obaseki - Rojas

AZIONE CONTRO IL NUCLEO :Snervamento della barra e simultanea rottura per schiacciamento del cls

2 2 2 20.5 0.37 + 0.45 1 Rd b b y b yV f d c f d T T

db = diametro delle barre spinotto , Es = modulo di Young dell’acciaiofb = resistenza portante del calcestruzzo ; c = lunghezza della zona di calcestruzzo schiacciatafy = tensione di snervamento della barra ; T = forza assiale della barra spinotto , Ty = forza assiale di snervamento della barra

AZIONE CONTRO IL RICOPRIMENTO :Spacco del calcestruzzo

0.83 Rd b tV b d c f Resistenza a trazione del calcestruzzoCoefficiente che tiene conto dell’interazione barra-clsDiametro della barraBase della sezione


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28

ANALISI PARAMETRICA

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 8 16 24 32 40 48 56 64

db [mm]

VR

d -

[kN

]

TASSIOS

RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO

CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL NUCLEO DI CALCESTRUZZO

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ANALISI PARAMETRICA

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 8 16 24 32 40 48 56 64

db [mm]

VR

d -

[kN

]

TASSIOS

CNR 10025



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30

ANALISI PARAMETRICA

CONDIZIONI STANDARD :

- Curve molto vicine tra loro

- Grande variabilità con il diametro

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 8 16 24 32 40 48 56 64

db [mm]

VR

d -

[kN

]

TASSIOS - e = 0

CNR 10025

SOROUSHIAN



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ANALISI PARAMETRICA

CONDIZIONI STANDARD:



PRESENZA DI ECCENTRICITA’ :

- Validità equazione di TASSIOS

- Forte riduzione della resistenza

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 8 16 24 32 40 48 56 64

db [mm]

VR

d -

[kN

]

TASSIOS - e = 0

CNR 10025

SOROUSHIAN

TASSIOS - e=10mm

TASSIOS - e=50mm


CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL NUCLEO DI CALCESTRUZZOVe

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32

ANALISI PARAMETRICA

CONDIZIONI STANDARD:



PRESENZA DI ECCENTRICITA’ :

- Validità equazione di TASSIOS

- Forte riduzione della resistenza

CARICO CICLICO :

- Validità equazione di Tassios

- Dimezzamento della resistenza

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 8 16 24 32 40 48 56 64

db [mm]

VR

d -

[kN

]

TASSIOS - e = 0

CNR 10025

SOROUSHIAN

TASSIOS - e=10mm

TASSIOS - e=50mm TASSIOS – Carico ciclico



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ANALISI PARAMETRICA

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 8 16 24 32 40 48 56 64

db [mm]

VR

d -

[kN

]



ED IN PRESENZA DI SFORZO ASSIALE NELLA BARRA T = 0,3 Ty

CNR

La CNR non tiene conto di tale condizione di carico

V

T

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ANALISI PARAMETRICA

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 8 16 24 32 40 48 56 64

db [mm]

VR

d -

[kN

]



ED IN PRESENZA DI SFORZO ASSIALE NELLA BARRA T = 0,3 Ty

CNR TASSIOS - T = 0,3Ty

SOROUSHIAN - T = 0,3Ty

La CNR non tenendo in conto tale condizione di carico fornisce dei valori più elevati . Per valori dello sforzo assiale bassi e per piccoli diametri le curve sono ancora comparabili, ma se lo sforzo assiale inizia a divenire significativo la CNR non è

utilizzabile

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ANALISI PARAMETRICA

0

50

100

150

200

250

300

0 8 16 24 32 40 48 56 64db [mm]

VR

d -

[kN

]


CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL COPRIFERRO DI CALCESTRUZZO

TASSIOS SOROUSHIAN

V

UNINA


Vittorio Capozzi


36

ANALISI PARAMETRICA

0

50

100

150

200

250

300

0 8 16 24 32 40 48 56 64db [mm]

VR

d -

[kN

]



Staffe 12

Staffe 10

Staffe 8

TASSIOS SOROUSHIAN

Soroushian tiene in conto la presenza delle staffe

UNINA


Vittorio Capozzi


37

ANALISI PARAMETRICA

0

50

100

150

200

250

300

0 8 16 24 32 40 48 56 64

db [mm]

VR

d - [

kN]



Staffe 12

Staffe 10

Staffe 8

TASSIOS SOROUSHIAN CNR 10025

Dal grafico si nota che l’espressione fornita nelle CNR non risulta cautelativa nel

valutare la resistenza in tali condizioni , in quanto i valori sono circa il doppio di quelli

forniti dalle altre formule

UNINA


Vittorio Capozzi


38

ANALISI PARAMETRICA

0

50

100

150

200

250

300

0 8 16 24 32 40 48 56 64db [mm]

VR

d - [k

N]



TASSIOS – Side splitting SOROUSHIAN CNR 10025

TASSIOS – Bottom splitting

V

UNINA


Vittorio Capozzi


39

ANALISI PARAMETRICA

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.000 20 40 60 80 100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

c [mm]

VR

d [

kN]

RESISTENZA DI PROGETTO AL VARIARE DEL COPRIFERRO

PER UN FISSATO DIAMETRO DELLA BARRA (26)Tassios – Snervamento della barrae schiacciamento del calcestruzzo

Tassios – Bottom splitting

UNINA


Vittorio Capozzi


40

ANALISI PARAMETRICA

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.000 20 40 60 80 100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

c [mm]

VR

d [

kN]

RESISTENZA DI PROGETTO AL VARIARE DEL COPRIFERRO

PER UN FISSATO DIAMETRO DELLA BARRA (26)

Tassios – Bottom splitting

Tassios – Side splitting

Soroushian – Azione contro il copriferro

Soroushian – Azione contro il nucleo

CNR

Si nota ancora una volta che l’espressione fornita dalla CNR

non tiene conto del valore del copriferro

Tassios – Snervamento della barrae schiacciamento del calcestruzzo

UNINA


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41

ANALISI PARAMETRICA: CONCLUSIONI

In particolare si è constatato che non esiste una formulazione presente nella CNR 10025 che consenta di progettare i collegamenti tenendo conto

di tutti i parametri geometrici e meccanici che intervengono. Per indagare sul loro comportamento bisogna rifarsi alla letteratura

straniera

In tale contesto si è sentita l’esigenza di programmare una campagna di prove sperimentali per indagare sul comportamento di una connessione

spinottata

In particolare si vuole caratterizzare il collegamento sia in termini di resistenza che in termini di duttilità, rigidezza e degrado ciclico

Alla luce di tale analisi risulta evidente di come le connessioni siano l’elemento critico nelle strutture prefabbricate

UNINA


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TIPOLOGIE DI COLLEGAMENTO TRAVE – PILASTRO DA TESTARE

42

COLLEGAMENTO CON SPINOTTI METALLICI SENZA SOLETTA COLLABORANTE (nodo sommitale) COLLEGAMENTO CON SPINOTTI METALLICI, MENSOLA TOZZA E SOLETTA COLLABORANTE (nodo intermedio)

UNINA


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43

PROGRAMMA DI PROVA

Prova monotona (controllo di spostamento)

Gruppi di 3 cicli di eguale ampiezza che si succedono via via con

incrementi d fino al limite ultimo o di fine prova

Comportamenti duttili

caratterizzati da una notevole

deformazione plastica

Comportamento fragile senza deformazione

plastica

Comportamento sovraresistente

L’ampiezza del ciclo min(d1=dy/4;d1=da/4;d1=dt/4 ;d1=du/

4)

d=d1

Prova quasi-statiche cicliche

UNINA


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PROVE DA EFFETTUARE

44

COLLEGAMENTO CON SPINOTTI METALLICI SENZA SOLETTA COLLABORANTE sono state progettate:

Il numero di prove previsto per la tipologia di prova è:

• 1 prova monotona

• 1 prove quasi-statiche cicliche con spostamento imposto ad ampiezza crescente

INDICAZIONI EC2, EC8 e CNR 10025/’84

COLLEGAMENTO SENZA SOLETTA = 2 PROVE

• Prove a taglio in direzione longitudinale (forza applicata lungo l’asse della trave)

UNINA


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45

Blocco di calcestruzzo 60 cm x 60 cm ed altezza 130 cm

(pilastro)

Attuatore 500 KN

Blocco di calcestruzzo 60 cm x 60 cm e di lunghezza 210 cm

(trave)

Spinotto F26

Doppio strato di teflon

Barra verticale

Sistema a slitta

Barre precompress

e

Barre precompresse

Martinetto verticale500 kN

Vincolo a terra

Doppio strato di

teflon

Asola

PROVA DI RESISTENZA A TAGLIO IN DIREZIONE LONGITUDINALE

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Basetta forata di neoprene 1

cm

Sistema di barre


PROVE DA EFFETTUARE

46

COLLEGAMENTO CON SPINOTTI METALLICI CON SOLETTA COLLABORANTE sono state progettate:

• Prove a flessione

Il numero di prove previsto per questa tipologia di prova è:

• 2 prove monotone per caratterizzare la curva costitutiva forza-spostamento nei due versi

• 1 prove quasi-statiche cicliche con spostamento imposto ad ampiezza crescente

COLLEGAMENTO CON SOLETTA = 3 PROVE

TOTALE = 5 PROVE

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47

Neoprene

Spinotto M26

Sezione scatolare in

acciaio

Blocco di calcestruzzo 60 cm x 60 cm e di

lunghezza 190 cm (trave)

Attuatore 500 KN

Blocco di calcestruzzo 60 cm x 60 cm ed

altezza 275 cm (pilastro)

Mensola tozza

Piastrina in acciaio dado e

rondella

Barre precompress

e

Manicotto HD combi-

anchor

Spinotto M12

PROVA DI RESISTENZA A FLESSIONE CON SOLETTA COLLABORANTE

UNINA


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Soletta collaborante di spessore 10 cm


CONCLUSIONI

48

• La dettagliata ricerca bibliografica condotta ha fatto rilevare lacune nella conoscenza teorica e sperimentale delle caratteristiche meccaniche dei collegamenti trave-pilastro spinottati

• Sono stati progettati diversi gruppi di prove, in modo da indagare, per ciascuno di essi, il comportamento meccanico del collegamento soggetto ad una determinata azione: taglio nella direzione dell’asse della trave e flessione

• La fase progettuale è terminata ed è iniziato l’allestimento dei set up delle prove

UNINA


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CONCLUSIONI

49

• E’ stata osservata una grande difficoltà nel prevedere teoricamente l’esito della prova a causa della differenza tra le varie formulazioni presenti in bibliografia

• L’ampia indagine di letteratura e l’analisi parametrica svolta ci consentono di affermare che:

• la resistenza è fortemente condizionata dal copriferro

• la variazione della resistenza con il copriferro è molto più elevata rispetto a quanto accade con il diametro.

• il valore della resistenza non è sufficiente a caratterizzare la connessione in modo completo

• mancanza di studi in condizioni di carico ciclico

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CONNESSIONI INNOVATIVE IBRIDE

50

UNINA


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Caratterizzata dalla contemporanea presenza di cavi non aderenti post-tesi e armatura ordinaria, tale connessione è stata studiata per ridurre il livello di danneggiamento negli elementi in prefabbricato garantendo l’apertura e la chiusura di una fessura all’interfaccia trave-colonna ed un’ adeguata dissipazione energetica tramite lo snervamento dell’armatura ordinaria oggi sostituita da dissipatori esterni facilmente sostituibili in caso di danneggiamento sismico.



51

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Prove sperimentali confermano che le peculiari caratteristiche di tali connessioni asciutte a dissipazione concentrata, comportano una concentrazione della domanda inelastica (i.e. rotazione relativa trave-colonna) nelle sezioni critiche di interfaccia (trave-colonna o pannello di base-fondazione) con l’apertura e chiusura di un’unica preesistente fessura.A differenza dunque di quanto risulterebbe da una connessione di tipo monolitico (c.a. gettato in opera), il livello di fessurazione e danneggiamento negli elementi strutturali prefabbricati al di fuori delle sezioni critiche e nei nodi trave-colonna è ridotto a livelli trascurabili con immediato impatto sui costi di riparazione e manutenzione della struttura, nonché sui costi indiretti dovuti ad una prolungata inagibilità della struttura stessa a seguito dell’evento sismico.La presenza di cavi non aderente post-tesi (sistema muro e connessione ibrida trave-colonna), consente di ridurre in modo significativo le deformazioni/spostamenti residui (i.e. ampiezza delle fessure, spostamento interpiano), parametro estremamente importante nella risposta sismica di una struttura e spesso trascurato.



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UNINA


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Ciclo di isteresi


SVILUPPI FUTURI DELLA RICERCA

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• Studio su tali edifici dei diversi meccanismi di collasso, legati a diverse scelte nella gerarchia delle resistenze con esecuzione di analisi non lineari statiche e dinamiche

• Completamento della campagna sperimentale sulle connessioni spinottate

• Identificazione di esempi di edifici prefabbricati significativi dei quali studiare la risposta sismica considerando i legami costitutivi dei collegamenti indagati

• Redazione del rapporto conclusivo della ricerca, che comprenderà indicazioni di carattere progettuale sulle connessioni studiate con particolare riferimento all'applicazione della gerarchia delle resistenze

UNINA


Vittorio Capozzi


54

GRAZIE PER

L’ATTENZIONE

FINE

UNINA


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Documents

Comportamento sismico dei collegamenti nelle strutture prefabbricate Dottorando Vittorio CAPOZZI