Scheda 7

SCHEDA NUM.
7
DATI IDENTIFICATIVI DELLA STRUTTURA
ADEGUAMENTO SISMICO DELLA SCUOLA MATERNA “ROGER COUSINET”"
Titolo Progetto:
Tipologia di intervento
Retrofit edificio esistente
■
Nuova Costruzione
□
Città:
GIARRE
Indirizzo:
..........................................................................
Localizzazione
CATANIA
Provincia:
Interno al centro abitato
□
Esterno al centro abitato
□
Coordinate Geografiche
..........................................................................
Dati Catastali
..........................................................................
Proprietario:
Pubblico
Destinazione d’uso
EDIFICIO SCOLASTICO
Progettista/i:
Dott. Ing SALVO MIANO
Direttore dei lavori:
..........................................................................
Impresa costruttrice:
SCAVOTER di Rapisarda Rosario
Stato dei lavori:
COMPLETATO
Costo dell’intervento complessivo:
■
Privato
□
312.129,85 €
Costo intervento strutturale
Costo del sistema di protezione sismica
Normativa sismica:
DATI SULL’AZIONE SISMICA
Zona sismica
Accelerazione orizzontale massima di
ancoraggio ag su suolo di categoria A.
OPCM3274/2003 e s.m.i.
1□
2■
0.25g
4□
Altro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Origine . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
1,0 ■
Coefficiente di amplificazione
topografica ST
3□
B■
1,2 □
C□
1, 4 □
Categoria di suolo di fondazione
A□
D□
E□
Indagine eseguita per l’attribuzione
della categoria del suolo di fondazione
Indagini geologiche con la determinazione del Vs30
Fattore di importanza γI
1.2
S1 □
S2 □
DATI DIMENSIONALI ETA’ COSTRUZIONE/RISTRUTTURAZIONE
Numero di piani totali compresi interrati: 1
Altezza media di piano:
4.20mt
Superficie media di piano:
475mq
Anno di progettazione
1960-70
Anno di ultimazione della costruzione
1960-70
Eventi sismici significativi
Eventi sismici e vulcanici dell’Etna dell’Ottobre 2002 e intervento di
adeguamento eseguito nel 2007-08
DATI SULLA TIPOLOGIA STRUTTURALE
Scheda 7 pag.1
Materiale strutturale
principale
CEMENTO ARMATO
Tipologia strutturale del
sistema resistente
STRUTTURA INTELAIATA IN CEMENTO ARMATO
Diaframmi orizzontali
Diaframmi rigidi
Copertura
Copertura spingente □
Fondazioni
Travi rovesce a T non collegate a graticcio
Fondazioni a quote diverse
SI □
NO ■
Edificio regolare in pianta
SI □
NO
Edificio regolare in altezza
SI■
Regolarità dell’edificio
SI □
Classe di duttilità dell’edificio
CD”A” □ CD”B” ■
Fattore di struttura
q =1,69 ottenuto dall’analisi Push Over
Coefficiente di smorzamento
ξ eq= 23%
Livello di conoscenza
NO
LC1 □
■
Diaframmi flessibili
□
Copertura non spingente ■
■
□
NO ■
LC2 ■
LC3 □
Caratteristiche meccaniche
dei materiali
Resistenza a Resistenza a
compressione trazione
(N/mm2)
(N/mm2)
Calcestruzzo esistente
fcm = 17.4
Acciaio armatura esistente
FeB44k
|__|__|__
Resistenza a
taglio
(N/mm2)
Modulo elastico
normale
(N/mm2)
Modulo elastico
tangenziale
(N/mm2)
|__|__|__
|__|__|__
|_ |_ |_ |_ |_ |_
|_ |_ |_ |_ |_ |_
fym = 4390
|__|__|__
Es=210.000
|_ |_ |_ |_ |_ |_
ftm = 6450
Scheda 7 pag.2
DATI SUL SISTEMA DI PROTEZIONE SISMICA UTILIZZATO
CONTROVENTI DISSIPATIVI ALL’INTERNO DELLE MAGLIE DEI TELAI
Sistema/i di protezione sismica
Ditta produttrice dei dispositivi:
FIP INDUSTRIES
Modello/i dei dispositivi
installati:
Num
disp.
Forza
caratt.
Spost.
Caratt.
Distrib. in pianta dei
dispositivi .
Distrib. in elevazione
dei dispositivi.
Dissipatore BRAD 21/40
4
Fy =150kN
±20mm
Centrali in pianta
I elevazione
Numero totale dispositivi
4
ANALISI DELLA STRUTTURA E RISULTATI OTTENUTI
Metodo d’analisi della
Statica lineare □ dinamica modale □ statica non lineare ■ dinamica non lineare □
struttura
Altro: . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Periodi della struttura priva di dispositivi antisismici:
longitudinale
|__,|__|__sec
trasversale
torsionale
Periodi della struttura con i dispositivi antisismici:
longitudinale
|__,|__|__sec
trasversale
torsionale
Spostamento massimo di interpiano:
44.38 mm
Peso totale della struttura
|__|__|__|__|__|__kN
Livelli di PGA per i diversi Stati Limite
Valori di PGA di riferimento
Indicatori di Rischio
|__,|__|__sec
|__,|__|__sec
|__,|__|__sec
|__,|__|__sec
PGACO
PGADS
PGADL
0,55g
0,55g
0,258g
PGA2%
PGA10%
PGA50%
0,45 g
0,30g
0,12g
αu =
PGACO
=
PGA2%
0,55/0,45=1,2
α 'u =
PGADS
PGA10%
0,55/0,30=1,83
αe =
PGADL
PGA50%
0,258/0,12=2,15
Scheda 7 pag.3
Premessa.
L'intervento in oggetto riguarda l'adeguamento sismico del plesso della scuola materna Roger
Cousinet sito in Giarre provincia di Catania. Il sito risulta soggetto, con elevata frequenza, a sismi di
non elevata magnitudo ma che come avvenuto in occasione del 2002 provocano ingenti danni agli
edifici costruiti prima della classificazione sismica.
L'edificio è costituito da due corpi giuntati ad una sola elevazione realizzati entrambi con telai in
calcestruzzo armato. Sia il corpo denominato A, realizzato negli anni 60, che il corpo B realizzato
negli anni 70 sono stati progettati esclusivamente per le azioni statiche in quanto precedenti alla
classificazione sismica del comune di Giarre avvenuta nel 1982.
Pianta del plesso scolastico R. Cousinet con segnato giunto di separazione del corpo A e B
Vista lato Sud del plesso scolastico R. Cousinet
Il Dipartimento di Protezione Civile della Regione Siciliana, in seguito agli eventi sismici e
vulcanici che hanno interessato il territorio del Comune di Giarre tra il 2002 ed 2003, ha predisposto
un complesso piano per il rientro dall'emergenza che prevedeva interventi mirati alla riduzione del
rischio sismico degli edifici scolastici.
All'interno di questa complessa e vasta attività del DPC della Regione Siciliana si inserisce la
programmazione e quindi la realizzazione dell’intervento di adeguamento sismico della scuola
materna Roger COUSINET del comune di Giarre. I lavori sono stati iniziati nell'Ottobre 2007 ed
ultimati a Giugno 2008.
Scheda 7 pag.4
Modalità operative e fasi progettuali
Al fine quindi di calibrare l'intervento utilizzando al meglio le risorse finanziarie messe a
disposizione in modo da raggiungere la prestazione strutturale richiesta si è provveduto ad
effettuare una verifica preliminare di vulnerabilità dei corpo A e B seguendo le indicazioni
dell'allegato 2 della OPCM3431 in modo da quantificare ed individuare analiticamente le carenze
strutturali.
Per svolgere tali verifiche si è condotta una campagna di indagini sia strutturali che geologiche al
fine di ottenere un livello di conoscenza di tipo LC2 (ADEGUATA) e quindi potere utilizzare delle
analisi di tipo non lineare. Sia per le fasi di verifica della vulnerabilità esistente che per la successiva
fase di progettazione dell'intervento si sono utilizzate analisi statiche non lineari (PUSH OVER). Di
seguito si riportano le analisi svolte per il corpo B.
Indagini strutturali e geologiche
Al fine di ottenere il livello di conoscenza richiesto si sono quindi effettuati sia il rilievo geometrico
che il rilievo degli elementi strutturali sia effettuando saggi che tecniche pacometriche.
I dati raccolti sono stati analizzati e valutati anche sulla base di calcolazioni e dimensionamenti
effettuati in base alla normativa vigente all'epoca della costruzione.
La pianta risulta essere pressoché rettangolare con un rapporto di circa 3,5 costituita da due telai
longitudinali e solaio in latero-cemento di dimensioni 5+20.
I parametri relativi al sito ed alla tipologia strutturale sono:
Terreno tipo B
PGA di riferimento della seconda categoria = 0.25*g
Fattore di importanza II γE= 1.2 per
Le prestazioni della struttura, così come riportato dalle norme, sono state verificate per tre valori di
accelerazione di ancoraggio corrispondenti ad eventi sismici con diversi periodi di ritorno.
PGA50% = 0.25g / 2.5 * γE = 0.12g - (Verifica danno leggero)
PGA10% *γE = 0.25g * γE =0.30g - (Verifica danno severo)
PGA2% *γE = 0.25g*1.5 * γE =0.45g - (Verifica collasso )
50
50
35
35
35
35
3 5/ 6 0
4
1
275
35/60
50/60
281
3
9
5
10
7
5
2
27 19
3 5 /6 0
35
3 5 /6 0
35
35
35
35
6 0/ 6 0
35
45
45
60
5
3
1054
387
70/21
1063
5
/
6
476
3
0
30
70/21
11
50/60
677
70/21
30
70/21
5
7
3
0
41
3 5
1314
515
31
50
0
56
530
3 5 /6
12
8
6
3
50
3 5 /6 0
35
3 5 /6 0
35
35
35
35
3 5 /6 0
60
45
50
50
67
8 0
45
492
60
493
85
2320
Carpenteria del solaio al I piano del corpo B
Scheda 7 pag.5
Modello per la stima della capacità
Sulla scorta delle informazioni geometriche, strutturali e dei materiali si è realizzato un modello agli
elementi finiti dei due corpi A e B costituenti la struttura.
In particolare nella presente relazione verrà trattato il solo corpo B sia per la fase di verifica che in
quello successivo di adeguamento.
Il modello FEM risulta costituto da elementi asta di tipo elasto-plastici a plasticità concentrata con
cerniere flessionali ed a taglio e duttilità limitata con controllo della capacità rotazionale ultima delle
cerniere plastiche.
Per le caratteristiche dei materiali utilizzati nell'analisi si sono assunti i seguenti valori medi ottenuti
dalle indagini :
Calcestruzzo
fcm = 174 kg/cmq
εcu= funzione del confinamento delle staffe
Acciaio
fym = 4390 kg/cmq (resist. media allo snervamento)
ftm = 6450 kg/cmq (resist. media alla rottura)
εsu = 4%
I valori utilizzati nella stima della capacità dei meccanismi duttili in termini di deformazioni
verranno ridotti del fattore di confidenza FC=1.2, mentre per le verifiche in termini di resistenza dei
meccanismi fragili (Taglio e Nodi) verranno ulteriormente ridotti dei coefficienti parziali dei
materiali correntemente utilizzati nella progettazione agli SLU.
Valori utilizzati per il calcolo della capacità dei meccanismi duttili :
fcd = 174/1.2 = 145 kg/cmq
(resistenza a compressione cls)
fyd = 4390/1.2 =3658 kg/cmq (resistenza allo snervamento)
ftd = 6450/1.2 = 5375 kg/cmq (resistenza alla rottura)
Per le analisi è stata utilizzata la rigidezza fessurata della sezione stimata pari al 50% di quella
integra.
Valori di progetto per i meccanismi fragili sono quindi :
fcd = 174/(1.2*1.6) = 90,6 kg/cmq
fyd = 4390/(1.2*1.15) =3181 kg/cmq kg/cmq
Nel modello agli elementi finiti sono state quindi definite le sezioni in calcestruzzo complete delle
barre di armatura al fine di determinare il legame momento – curvatura.
Per ogni elemento finito sono state definite le armature in tre sezioni differenti (estremo di sx,
estremo di dx, sezione di mezzeria).
Dall'analisi PUSHOVER della struttura si è ottenuto come ci si aspettava una carenza di capacità
nella direzione trasversale scarsamente controventata e soggetta agli effetti della eccentricità
accidentale pari al 5% della direzione ortogonale al sisma che limitava la PGA limite a valori
inferiori a quelli richiesti per l'adeguamento.
Dalla rappresentazione della distribuzione dell'impegno anelastico (colori scuri corrispondono a
maggiore impegno) si è ritenuto di prevedere l'inserimento di controventi dissipativi a V in
corrispondenza dei telai di testata dove si era concentrata la domanda anelastica.
Scheda 7 pag.6
Rotazione delle cerniere plastiche per la PGA limite di collasso Struttura nello stato attuale
I controventi a V sono stati realizzati mettendo in serie ad una asta HEB200 di acciao FE430 un
dissipatore assiale elasto-plastico isteretico tipo FIP BRAD 21/40 con le seguenti caratteristiche
meccaniche:
FIP BRAD 21/40
Fy = 150KN Resistenza di snervamento
Fu = 180 KN Resistenza ultima
Kel = rigidezza elastica
Smax= 20 mm. spostamento ultimo (SLU)
F(kN)
180
150
Kel=130KN/mm
20
s(mm)
Caratteristiche meccaniche del dispositivo di protezione sismica utilizzato FIP BRAD 21/40
Ogni controvento è stato modellato con un modello in serie caratterizzato da una molla elastica di
rigidezza pari all'asta in acciaio con in serie un elemento elastoplastico incrudente :
ANALISI PUSHOVER STRUTTURA ADEGUATA
Effettuando varie analisi PUSH OVER per sistemi di forza agenti singolarmente in direzione X e Y
con l'aggiunta di un momento torcente dovuto all'eccentricità accidentale pari al 5% della direzione
ortogonale al sisma si ottengono le seguenti curve della capacità adimensionalizzate rispetto al peso
sismico complessivo.
Scheda 7 pag.7
Spettro ADSR Sa/g - mm
1
Sa/g
Fx(+) Prop. Massa + Ecc 5%
Fx(-) Prop. Massa + Ecc 5%
Fy(+) Prop. Massa + Ecc 5%
Fy(-) Prop. Massa + Ecc 5%
Fx(+) Prop. Massa - Ecc 5%
Fx(-) Prop. Massa - Ecc 5%
Fy(+) Prop. Massa - Ecc 5%
Fy(-) Prop. Massa - Ecc 5%
0
0
10
20
30
mm.
40
50
60
Curve di capacità adimensionalizzate rispetto al peso sismico
Impegno plastico per la PGA limite di collasso della Struttura dopo l’intervento di prot. sismica
Si evidenzia come il danno sia concentrato nel dissipatore proteggendo quindi non solo la struttura
ma anche i tamponamenti per valori di PGA molto più elevati di quelli richiesti dalla normativa.
Scheda 7 pag.8
CONFRONTO TRA DOMANDA E CAPACITA' STRUTTURA ADEGUATA
Come previsto dalla OPCM3274 si determina il sistema SDOF equivalente ottenendo i seguenti
valori per l'analisi in direzione X:
Angolo Ingr. Sisma (Grd)
0
Numero passo Resist.Max.
Massa SDOF
(t)
Coeff. Partecipazione
Rigidezza SDOF
Periodo SDOF
28
100,70
1,00
(t/m)
6361,26
(sec)
0,25
Rapporto Alfau/alfa1
Coeff Smorzam.Equival.
2,520
23,000
DANNO
Numero collassi totali
Numero passi significativi
102,70
Resistenza SDOF
102,70
(t)
Spostam. Snervam. SDOF mm
Rapporto di incrudimento
0,000
Fattore struttura
1,690
Duttilita
2,366
LEGGERO
7
Spostamento
mm
15
VERIFICATO
Numero passo precedente
PgaDL/g
0,258
PgaDL/(Pga50%*CoeffImp)
Rapporto q*=Fe/Fy
0,44
Asta3D Nro
DANNO
29
C A P A C I T A'
mm
S.L. Danno Severo
13
2,153
SEVERO
DOMANDA
Spostamento
16
C A P A C I T A'
mm
S.L. Danno Leggero
28
Taglio alla base max. (t)
DOMANDA
Spostamento
1
15
Spostamento
mm
38
VERIFICATO
Numero passo precedente
PgaDS/g
0,550
PgaDS/(Pga10%*CoeffImp)
Rapporto q*=Fe/Fy
0,92
Asta3D Nro
27
1,832
47
COLLASSO
DOMANDA
Spostamento
C A P A C I T A'
mm
S.L. Collasso
28
Spostamento
mm
38
VERIFICATO
Numero passo precedente
28
PgaCO/g
0,55
PgaCO/(Pga2%*CoeffImp)
1,225
Rapporto q*=Fe/Fy
1,38
Asta3D Nro
47
A partire da questi dati è possibile costruire il grafico dello spettro ADSR con riportati i
valori di domanda e capacità per le prestazioni richieste, e ricavare le corrispondenti accelerazioni
limite e quindi gli indicatori di vulnerabilità e danneggiamento.
DANNO LEGGERO
αe =
0.258
PGADL
=
= 2.15
PGA50% * γ E 0.120
DANNO SEVERO
αu =
0.550
PGADS
=
= 1.83
0.30
PGA10% * γ E
COLLASSO
αu =
0.550
PGADS
=
= 1 .2
0.45
PGA2% * γ E
Dai valori di accelerazione limite risulta evidente che la presenza dei dissipatori ha risultano avare
dotato la struttura di più che adeguata rigidezza e resistenza sia nei confronti della prestazione di
danno leggero che per quella di danno severo e collasso.
Si evidenzia inoltre che l'accelerazione limite per danno severo e collasso risultano uguali in quanto
determinate in questo caso dal raggiungimento dello SLU da parte del dissipatore.
Scheda 7 pag.9
Sa/g
1.01
.81
.61
DANNO LEGGERO:
Domanda di spostamento : 7.05 mm
Capacita' di spostamento : 15.19 mm
PgaDL : .25 Ag/g
DANNO SEVERO:
Domanda di spostamento : 14.84 mm
Capacita' di spostamento : 38.04 mm
PgaDS : .54 Ag/g
COLLASSO:
Domanda di spostamento : 28.25 mm
Capacita' di spostamento : 38.2 mm
PgaCO : .55 Ag/g
.4
.2
0
0
6
12
18
24
30
36
Spost (mm)
Curva della domanda e della capacità per le prestazioni richieste
DETTAGLI ESECUTIVI
Progetto controvento a K con dispositivi dissipativi FIP BRAD 21/40
Scheda 7 pag.10
Realizzazione controvento a K con dispositivi dissipativi FIP BRAD 21/40
DISSIPATORE
TIPO BRAD 21/40
Fy = 150 KN
Fu = 180 KN
Ke = 130 KN/mm
Smax = 20 mm
PARTICOLARE "B"
Sc. 1:10
DISSIPATORE
TIPO BRAD 21/40
Fy = 150 KN
Fu = 180 KN
Ke = 130 KN/mm
Smax = 20 mm
Tirafondi chimici M24 con
resistenza a Taglio = 77KN
ed a Trazione 45KN L=155mm
7
2
5
5
500
0
0
5
0
7
5
500
2
0
500
300
Particolari del’attacco del controvento a K alla struttura in c.a.
Scheda 7 pag.11