Diapositiva 1 - INFN Sezione di Napoli

NAPOLI, 3 NOVEMBRE 2009
Dottorato di ricerca in Rischio Sismico
COMPORTAMENTO SISMICO DEI COLLEGAMENTI NELLE STRUTTURE
PREFABBRICATE
DOTTORANDO
Vittorio CAPOZZI
Dipartimento di Ingegneria Strutturale, Università degli studi di Napoli “Federico II”, Napoli,
[email protected]
UNINA
Prof. Ing. Edoardo COSENZA
TUTOR
Prof. Aldo ZOLLO
COORDINATORE DEL COLLEGIO DEI
DOCENTI
Prof. Ing. Gennaro MAGLIULO
REFERENTE
Prof. Ing. Giovanni FABBROCINO
REFERENTE
1
Napoli, 3 Novembre 2009
COMPORTAMENTO SISMICO DEI COLLEGAMENTI NELLE
STRUTTURE PREFABBRICATE
Vittorio Capozzi
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 DEFINIZIONE DI STRUTTURA PREFABBRICATA
STRUTTURA REALIZZATA MEDIANTE L’ASSOCIAZIONE E/O IL
COMPLETAMENTO IN OPERA DI PIÙ ELEMENTI COSTRUITI IN STABILIMENTO
O A PIÈ D’OPERA
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
CIRCA 500 AZIENDE OPERANTI NEL SETTORE CON 20000 ADDETTI
2
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COMPORTAMENTO SISMICO DEI COLLEGAMENTI NELLE
STRUTTURE PREFABBRICATE
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 NORMATIVA DI RIFERIMENTO
D.M.LL.PP. 3/12/1987
“Norme tecniche
progettazione,
esecuzione e
“il collegamento
traper
glilaelementi
prefabbricati
collaudo
delle in
strutture
influenza
modoprefabbricate”
sostanziale il
comportamento statico dell’organismo
D.M.LL.PP. 16/01/1996
strutturale
quindi anche
la suadelle
risposta
“Norme tecniche
per il calcolo,e l’esecuzione
e il collaudo
strutture in c.a.
sotto azioni
“
normale e precompresso
e per sismiche
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 elementisituati
in materia
di criteri
classificazione
sismica
Collegamenti
al di
fuori generali
di zoneperdila possibile
comportamento
del inelastico
territorio nazionale
e di normative
tecniche perlele capacità
costruzioni dissipative
in zona sismica”
che quindi
non modificano
della
D.M.I.T. 14/09/2005
struttura rispetto al caso monolitico
1.
“Norme tecniche per le costruzioni”
Eurocode
1.1
2. 8 part
Collegamenti
situati nelle zone critiche alle estremità delle travi e dei
of structures for earthquake
resistance:
pilastri ma“Design
sovradimensionati
in maniera
tale da spostare la
general
rules,
seismic
action
and
rules
for
buildings”
plasticizzazione in zone attigua all’interno dell’elemento
D.M.I. 14/01/2008
“Norme
tecniche
per le costruzioni”
Collegamenti situati
nelle
zone critiche
alle estremità delle travi e dei
pilastri e dotati delle necessarie caratteristiche in termini di duttilità e
Istruzioni C.N.R. 10025
di quantità
dil’esecuzione
energia dissipabile
“Istruzioni per
il progetto,
ed il collaudo delle strutture prefabbricate in Calcestruzzo”
3.
Istruzioni C.N.R. 10018
“Apparecchi di appoggio per le costruzioni”
3
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COMPORTAMENTO SISMICO DEI COLLEGAMENTI NELLE
STRUTTURE PREFABBRICATE
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 MOTIVI DELLA RICERCA
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
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 …).
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.
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COMPORTAMENTO SISMICO DEI COLLEGAMENTI NELLE
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 OBIETTIVI DELLA RICERCA
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
QUANTO CONCERNE LA PARTE MONOTONA CHE QUELLA CICLICA
La conoscenza per ciascun collegamento dei parametri di riferimento
consentirà di implementare gli stessi in modelli
computazionali parziali o globali.
PER
5
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 TIPOLOGIE DI CONNESSIONI
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
6
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 TIPOLOGIE DI CONNESSIONI
UNIONE FONDAZIONE - PILASTRO
UNIONE PILASTRO - TRAVE
UNIONE TRAVE – COPERTURA
UNIONE TRA ELEMENTI DI COPERTURA
UNIONE TRA PANNELLI E STRUTTURA
GRADO DI VINCOLO:
0  
W
0
UNIONI ARTICOLATE (W < 0.15)
UNIONI SEMI-ARTICOLATA
UNIONI RIGIDE (W > 0.9 – 0.95)
7
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 COLLEGAMENTI TRAVE-PILASTRO MAGGIORMENTE DIFFUSI IN ITALIA
•
COLLEGAMENTO CON CUSCINETTI IN GOMMA (neoprene,
elastomero, elastomero armato) O IN MALTA CEMENTIZIA (edifici
esistenti)
•
COLLEGAMENTO CON SPINOTTI (edifici attuali)
•
COLLEGAMENTO IBRIDO (IL FUTURO?)
8
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 MOTIVI DELLA RICERCA
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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 MOTIVI DELLA RICERCA
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’angolo
El Centro
El Centro
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 BIBLIOGRAFIA
FONTI
BIBLOGRAFICHE
ms
md
Prontuario per il
calcolo di elementi
strutturali
0,90
----
Fondamenti di
infrastrutture
viarie
0,70
----
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
m  0.1 
0.2
UNI-EN 1337:3 (2005) m  0.1 
0.9
PCI Handbook (1985) m  0. 04 
0. 26
CNR 10018 (1999)
Schrage (1981)
v
v
m  0. 05 
v
0. 4
v
 v= Sforzo normale in N/mm2 dovuto ai carichi verticali
GRANDE VARIABILITA’ E INCERTEZZA SUI SETUP USATI PER LE PROVE
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 PROVE EFFETTUATE
Per valutare il coefficiente d’attrito tra neoprene e calcestruzzo
sono state progettate 3 tipologie di prove:
Prove per la determinazione dei parametri meccanici della
gomma
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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 PROVA DI DUREZZA
Le prove di durezza sono eseguite in accordo alla norma tedesca ISO DIN 48:
la durezza IRHD è calcolata utilizzando il metodo N.
Durometro
Punzone tipo N
Materiale
Provino
Neoprene
1
2
Impronta
mm
58
53
IRHD
Shore A
67
69
67
69
Neoprene
0,6
Profondità Impronta [mm]
0,5
0,4
Carico Piastra =8,30 N per 5 min
Precarico Punzone=0,30 N per 5 s
Carico Punzone=5,70 N per 30 s
0,3
0,2
0,1
Dalla durezza si determina
il modulo di elasticità
trasversale della gomma
0
0
5
10
15
20
25
30
Tempo [s]
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 TILTING TEST – Setup di prova
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
B
A
F
E
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 TILTING TEST – Risultati delle prove
Base
neoprene
20 x 9
mm


1
f m  
e
 2
Funzione densità
di probabilità
Prova
m
1
0,528
2
0,437
3
0,493
4
0,516
5
0,629
6
0,566
7
0,541
8
0,471
9
0,584
10
0,501
11
0,520
12
0,444
6
13
0,433
5
14
0,513
15
0,496
16
0,459
17
0,393
18
0,409
19
0,482
20
0,410
21
0,504
S.Q.M.
0,053
2 2


mstatico  0, 492  0, 060
Valore stimato
0,526
 m  mm  
Intervallo
[ 0,432 ; 0,552 ]
Funzione densità di probabilità
0,454
25 x 20
0,043
densità di probabilità
7
4
3
2
1
0
0,092
0,192
0,292
0,392
0,492
0,592
0,692
0,792
0,892
0,992
-1
coefficiente d'attrito
0,492
0,060
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 PULLING TEST – Setup della prova iniziale
Prof. a doppia T
HEA 180
Barra filettata
Martinetto 500kN
Martinetto 500kN
Piastra di acciaio
Teflon
Barre Φ26
Culla
Piastre in acciaio
Blocco di cls
Tirafondi Φ18
Basette di neoprene
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 PULLING TEST – Setup iniziale Vs Setup definitivo
Setup definitivo
Setup iniziale
LVDT
Boccola
filettata
Filo di lenza
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 PULLING TEST – Animazione
18
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 PULLING TEST – Risultati delle prove
• 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
Nome prova
N
T (x2)
mi
80 (2)
80 (3)
80 (4)
80 (5)
120 (2)
120 (3)
120 (4)
120 (5)
160 (1)
160 (2)
160 (3)
160 (5)
200 (1)
200 (2)
200 (3)
200 (4)
240 (1)
240 (2)
240 (3)
240 (4)
[kN]
80
80
80
80
120
120
120
120
160
160
160
160
200
200
200
200
240
240
240
240
[kN]
21.4
19.0
21.1
22.4
29.8
27.1
30.5
28.1
38.5
35.6
37.3
35.8
45.3
48.0
45.8
43.6
43.7
46.3
44.5
48.8
0.134
0.119
0.132
0.140
0.124
0.113
0.127
0.117
0.120
0.111
0.117
0.112
0.113
0.120
0.115
0.109
0.091
0.097
0.093
0.102
mm
0.131
0.120
0.115
0.114
0.095
b
h


mm
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
150
mm
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
300
[N/mmq]
1.78
1.78
1.78
1.78
2.67
2.67
2.67
2.67
3.56
3.56
3.56
3.56
4.44
4.44
4.44
4.44
5.33
5.33
5.33
5.33
[N/mmq]
0.238
0.211
0.235
0.249
0.331
0.301
0.339
0.312
0.428
0.396
0.414
0.398
0.503
0.533
0.509
0.484
0.486
0.514
0.494
0.542
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STRUTTURE PREFABBRICATE
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 PULLING TEST – Risultati delle prove
Confronto prove eseguite - bibliografia
1.6
Maggiore velocità di
esecuzione della prova
Tensione tangenziale [N/mm 2]
1.4
PCI Handbook
CNR 10018/99
UNI-EN 1337:3-2005
Schrage
Regression curve of experimental results
1.2
1.0
0.8
0.6
240 (4)
240
240 (2)
(3)
(1)
200
(2)
200
(1)
200 (3)
(4)
160 (3)
(1)
160
160 (5)
(2)
0.4
80 (5)
80 (4)
(2)
80
80 (3)
0.2
120 (4)
(2)
120
(5)
120 (3)
0.0
0
1
2
3
4
5
6
Tensione di compressione [N/mm 2]
20
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STRUTTURE PREFABBRICATE
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 PULLING TEST
– ofRisultati
delle- neoprene
prove friction coefficient
Diagram
the concrete
Variazione di m al variare di s
Coefficiente di attrito calcestruzzo - neoprene
0.500
0.450
Formulazione proposta
Lineare (Retta di regressione delle prove)
0.400
0.350
Limitazione della CNR per
schiacciamento del neoprene
0.300
0.250
0.200
<1%
≈10%
0.150
80
120
160
200
0.100
240
0.050
0.000
0.00
1.00
2.00
3.00
4.00
5.00
6.00
Sforzo di compressione [N/mmq]
m  0.49
Formulazione analitica proposta
m  0.1 
per  v  0.15 N / mm 2

v
per 0.15   v  5 N / mm 2
dove  v è lo sforzo normale e   0.055
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 Collegamento Trave - Pilastro ad attrito
CONCLUSIONI
•
Il coefficiente d’attrito statico determinato mediante prove sperimentali su
piano inclinato (N=0) è risultato dell’ordine m = 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
Nel valutare la resistenza di una connessione spinottata bisogna
innanzitutto fare differenza tra due tipologie di azione :
AZIONE SPINOTTO CONTRO IL
NUCLEO DI CALCESTRUZZO
V
Snervamento della barra e
schiacciamento del calcestruzzo
AZIONE SPINOTTO CONTRO IL
COPRIFERRO DI CALCESTRUZZO
V
Spacco (splitting) del calcestruzzo
24
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COMPORTAMENTO SISMICO DEI COLLEGAMENTI NELLE
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 CALCOLO DELLA RESISTENZA DI UNA CONNESSIONE SPINOTTATA
Le formulazioni analitiche disponibili in letteratura sono :
Istruzioni CNR 10025 del 1984
VRd  c  db 2 fcd f sd
Tensione di progetto dell’ acciaio
Resistenza a compressione di progetto del calcestruzzo
Diametro della barra
Coefficiente correttivo =1.2 in assenza confinamento
25
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 CALCOLO DELLA RESISTENZA DI UNA CONNESSIONE SPINOTTATA
Teoria di Tassios e Vintzeleou
AZIONE CONTRO IL NUCLEO - CARICO MONOTONO :
Snervamento della barra e simultanea rottura per schiacciamento del cls
VRd  1.30db2 f cd f sd
V
Tensione di progetto
dell’ laterale
acciaio
Copriferro
AZIONE CONTRO IL NUCLEO - CARICO CICLICO :
Resistenza a compressione di progetto del calcestruzzo
Snervamento della barra e simultanea rottura per schiacciamento del cls
Diametro della barra
VRd  0.5 1.30db2 f cd f sd
Copriferro inferiore
AZIONE CONTRO IL RICOPRIMENTO :
Spacco del calcestruzzo nella direzione della forza (bottom splitting)
VRd
c
 5 d c  f
b
ct 0.66c+d
Copriferro in direzione della forza
b
Diametro della barra
Resistenza a trazione del calcestruzzo
AZIONE CONTRO IL RICOPRIMENTO :
Spacco del calcestruzzo nella direzione ortogonale alla forza (side splitting)
VRd  2dbbct f ct
Resistenza a trazione del calcestruzzo
Base resistente della sezione
Diametro della barra
26
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COMPORTAMENTO SISMICO DEI COLLEGAMENTI NELLE
STRUTTURE PREFABBRICATE
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UNINA
 CALCOLO DELLA RESISTENZA DI UNA CONNESSIONE SPINOTTATA
Teoria di Soroushian - Obaseki - Rojas
AZIONE CONTRO IL NUCLEO :
Snervamento della barra e simultanea rottura per schiacciamento del cls
VRd  0.5 fb  0.37 db  c  + 0.45f y db2 1  T 2 Ty2  
2
db = diametro delle barre spinotto , Es = modulo di Young dell’acciaio
fb = resistenza portante del calcestruzzo ; c = lunghezza della zona di calcestruzzo schiacciata
fy = 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
VRd  0.83   b  db   c  ft
Resistenza a trazione del calcestruzzo
Coefficiente che tiene conto dell’interazione barra-cls
Diametro della barra
Base della sezione
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STRUTTURE PREFABBRICATE
UNINA
VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL NUCLEO DI CALCESTRUZZO
500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0
8
TASSIOS
16
24
32
40
48
56
64
db [mm]
28
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STRUTTURE PREFABBRICATE
UNINA
VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL NUCLEO DI CALCESTRUZZO
500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0
8
TASSIOS
16
24
32
40
48
56
64
db [mm]
CNR 10025
29
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STRUTTURE PREFABBRICATE
UNINA
VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL NUCLEO DI CALCESTRUZZO
500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0
8
TASSIOS - e = 0
16
24
32
SOROUSHIAN
40
48
56
64
db [mm]
CNR 10025
CONDIZIONI STANDARD :
- Curve molto vicine tra loro
- Grande variabilità con il diametro
30
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STRUTTURE PREFABBRICATE
UNINA
VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL NUCLEO DI CALCESTRUZZO
V
500
e
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0
8
16
24
32
TASSIOS - e = 0
SOROUSHIAN
CNR 10025
TASSIOS - e=10mm
40
CONDIZIONI STANDARD:
PRESENZA DI ECCENTRICITA’ :
- Curve molto vicine tra loro
- Validità equazione di TASSIOS
- Grande variabilità con il diametro
- Forte riduzione della resistenza
48
56
TASSIOS - e=50mm
64
db [mm]
31
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VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL NUCLEO DI CALCESTRUZZO
500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0
8
16
24
32
TASSIOS - e = 0
SOROUSHIAN
CNR 10025
TASSIOS - e=10mm
40
48
56
TASSIOS - e=50mm
64
db [mm]
TASSIOS – Carico ciclico
CONDIZIONI STANDARD:
PRESENZA DI ECCENTRICITA’ :
CARICO CICLICO :
- Curve molto vicine tra loro
- Validità equazione di TASSIOS
- Validità equazione di Tassios
- Grande variabilità con il diametro
- Forte riduzione della resistenza
- Dimezzamento della resistenza
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VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL NUCLEO DI CALCESTRUZZO
ED IN PRESENZA DI SFORZO ASSIALE NELLA BARRA T = 0,3 Ty
T
500
450
400
V
350
300
250
200
150
100
50
0
0
8
16
24
32
40
48
CNR
56
64
db [mm]
La CNR non tiene conto di tale condizione di carico
33
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VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL NUCLEO DI CALCESTRUZZO
ED IN PRESENZA DI SFORZO ASSIALE NELLA BARRA T = 0,3 Ty
500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0
8
CNR
16
24
32
TASSIOS - T = 0,3Ty
40
48
56
64
SOROUSHIAN - T = 0,3Ty db [mm]
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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VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL COPRIFERRO DI CALCESTRUZZO
300
V
250
200
150
100
50
0
0
8
TASSIOS
16
24
32
SOROUSHIAN
40
48
56
64
db [mm]
35
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VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL COPRIFERRO DI CALCESTRUZZO
300
250
200
150
Staffe f 12
100
Staffe f 10
Staffe f 8
50
0
0
8
16
TASSIOS
24
32
40
48
SOROUSHIAN
56
64
db [mm]
Soroushian tiene in conto la presenza delle staffe
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VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL COPRIFERRO DI CALCESTRUZZO
300
250
200
150
Staffe f 12
100
Staffe f 10
50
Staffe f 8
0
0
8
TASSIOS
16
24
32
SOROUSHIAN
40
48
CNR 10025
56
64
db [mm]
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
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VRd - [kN]
 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI UNA BARRA SPINOTTO AL VARIARE DEL DIAMETRO
CON FORZA SPINGENTE CONTRO IL COPRIFERRO DI CALCESTRUZZO
V
300
250
200
150
100
50
0
0
8
16
TASSIOS – Side splitting
24
32
40
SOROUSHIAN
48
56
CNR 10025
64
db [mm]
TASSIOS – Bottom splitting
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 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI PROGETTO AL VARIARE DEL COPRIFERRO
Tassios – Snervamento della barra
e schiacciamento del calcestruzzo
80.00
70.00
60.00
50.00
40.00
30.00
Tassios – Bottom splitting
20.00
10.00
280
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0.00
0
VRd
[kN]
PER UN FISSATO DIAMETRO DELLA BARRA (F 26)
90.00
c
[mm]
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 ANALISI PARAMETRICA
RESISTENZA DI PROGETTO AL VARIARE DEL COPRIFERRO
VRd
[kN]
PER UN FISSATO DIAMETRO DELLA BARRA (F 26)
Tassios – Snervamento della barra
e schiacciamento del calcestruzzo
90.00
80.00
CNR
70.00
Soroushian – Azione contro il nucleo
60.00
50.00
Soroushian – Azione contro il copriferro
40.00
Tassios – Side splitting
30.00
Tassios – Bottom splitting
20.00
10.00
280
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
0.00
c
[mm]
Si nota ancora una volta che l’espressione fornita dalla CNR non tiene
conto del valore del copriferro
40
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 ANALISI PARAMETRICA: CONCLUSIONI
Alla luce di tale analisi risulta evidente di come le connessioni siano l’elemento
critico nelle strutture prefabbricate
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
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 TIPOLOGIE DI COLLEGAMENTO TRAVE – PILASTRO DA TESTARE
COLLEGAMENTO
CON
SPINOTTI
METALLICI
SENZA
SOLETTA
COLLABORANTE (nodo sommitale)
COLLEGAMENTO CON SPINOTTI METALLICI, MENSOLA TOZZA E SOLETTA
COLLABORANTE (nodo intermedio)
42
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 PROGRAMMA DI PROVA
Prova monotona (controllo di spostamento)
Comportamenti
duttili caratterizzati
da una notevole
deformazione
plastica
Prova quasi-statiche cicliche
Gruppi di 3 cicli di eguale ampiezza che si
succedono via via con incrementi d fino
al limite ultimo o di fine prova
L’ampiezza del ciclo
Comportamento
fragile senza
deformazione
plastica
min(d1=dy/4;d1=da/4;d1=dt/4 ;d1=du/4)
d=d1
Comportamento
sovraresistente
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 PROVE DA EFFETTUARE
COLLEGAMENTO CON SPINOTTI METALLICI SENZA SOLETTA COLLABORANTE sono
state progettate:
• Prove a taglio in direzione longitudinale (forza applicata lungo l’asse della trave)
INDICAZIONI EC2, EC8 e CNR 10025/’84
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
COLLEGAMENTO SENZA SOLETTA = 2 PROVE
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 PROVA DI RESISTENZA A TAGLIO IN DIREZIONE LONGITUDINALE
Martinetto verticale
500 kN
Barra verticale
Doppio strato
di teflon
Basetta forata di
neoprene 1 cm
Blocco di calcestruzzo 60 cm x 60
cm e di lunghezza 210 cm (trave)
Attuatore 500 KN
Spinotto F26
Sistema a slitta
Barre
precompresse
Asola
Doppio strato di teflon
Blocco di calcestruzzo 60 cm x 60
cm ed altezza 130 cm (pilastro)
Barre precompresse
Sistema di barre
Vincolo a terra
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 PROVE DA EFFETTUARE
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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 PROVA DI RESISTENZA A FLESSIONE CON SOLETTA COLLABORANTE
Manicotto HD
combi-anchor
Spinotto M12
Soletta collaborante di
spessore 10 cm
Piastrina in acciaio
dado e rondella
Spinotto M26
Blocco di calcestruzzo 60
cm x 60 cm ed altezza 275
cm (pilastro)
Neoprene
Blocco di
calcestruzzo 60 cm x
60 cm e di lunghezza
190 cm (trave)
Mensola
tozza
Barre
precompresse
Attuatore 500 KN
Sezione
scatolare in
acciaio
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 CONCLUSIONI
• 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
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 CONCLUSIONI
• 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
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.
50
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 CONNESSIONI INNOVATIVE IBRIDE
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 basefondazione) 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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 CONNESSIONI INNOVATIVE IBRIDE
Ciclo di isteresi
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 SVILUPPI FUTURI DELLA RICERCA
• 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
• 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
• Redazione del rapporto conclusivo della ricerca, che comprenderà
indicazioni di carattere progettuale sulle connessioni studiate con particolare
riferimento all'applicazione della gerarchia delle resistenze
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STRUTTURE PREFABBRICATE
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GRAZIE PER
L’ATTENZIONE
FINE
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