ADEGUAMENTO SISMICO DI UN EDIFICIO SCOLASTICO IN C.A.: CONFRONTO FRA TECNICHE DI INTERVENTO BASATE SULL IMPIEGO DI DISPOSITIVI METALLICI

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1 XXIV CONGRESSO C.T.A. 273 ADEGUAMENTO SISMICO DI UN EDIFICIO SCOLASTICO IN C.A.: CONFRONTO FRA TECNICHE DI INTERVENTO BASATE SULL IMPIEGO DI DISPOSITIVI METALLICI SEISMIC RETROFITTING OF A RC SCHOOL BUILDING: COMPARISON AMONG INTERVENTION TECHNIQUES BASED ON METALLIC DEVICES Carmine Castaldo 1, Antonio Formisano 2, Raffaele Landolfo 3, Federico M. Mazzolani 4 Università di Napoli Federico II Dipartimento di Strutture per l Ingegneria e l Architettura Napoli, Italia 1 carmine.castaldo@unina.it; 2 antoform@unina.it; 3 landolfo@unina.it; 4 fmm@unina.it ABSTRACT The risk scenario arising from a possible Vesuvius eruption is characterised by a series of natural actions, such as earthquakes, tsunamis, fall deposits, pyroclastic flows, etc.., which can occur simultaneously. In the framework of the European research project COST Action C26 "Urban Habitat Constructions under Catastrophic Events" only the variable "earthquake" has been considered to study the seismic event effect on a RC school building located in a high volcanic risk area. In the paper design and application of different retrofitting systems to the building investigated is carried out. Innovative (concentric, eccentric and buckling restrained bracings and steel shear panels) and traditional (RC shear walls) systems are compared each other through static non-linear analyses on the building retrofitted with the aforementioned techniques, in order to catch the optimal intervention solution. SOMMARIO Lo scenario di rischio derivante da una possibile eruzione del Vesuvio è contraddistinto da una serie di azioni naturali, quali ad esempio terremoti, maremoti, depositi da caduta, flussi piroclastici ecc., che possono manifestarsi anche contemporaneamente. Nell ambito del progetto di ricerca europeo COST Action C26 "Urban Habitat Constructions under Catastrophic Events" è stata presa in considerazione la sola variabile terremoto per studiare gli effetti dell evento tellurico su una costruzione scolastica in c.a. situata in un area ad elevato rischio vulcanico. Nella memoria viene eseguito il progetto e l applicazione di differenti sistemi di adeguamento sismico all edificio investigato. I sistemi esaminati, di tipo innovativo (controventi concentrici, controventi eccentrici, controventi ad instabilità impedita e pannelli a taglio in acciaio) e tradizionale (pareti a taglio in c.a.), sono stati fra loro comparati, eseguendo analisi statiche in campo non lineare sull edificio adeguato con le predette tecniche, al fine di individuare la soluzione di adeguamento sismico ottimale.

2 274 TORINO, 30 settembre - 2 ottobre INTRODUZIONE Gli effetti disastrosi dei terremoti italiani verificatisi negli ultimi anni dipendono non solo dalla significativa intensità sismica che li ha caratterizzati, ma anche dall elevata densità abitativa delle diverse zone del territorio ed alla scarsa attenzione rivolta in passato alla realizzazione di costruzioni capaci di resistere alle azioni sismiche. In particolare, più di un terzo degli edifici in calcestruzzo armato presenti in Italia sono inadeguati a resistere ai terremoti di progetto previsti dalle normative vigenti. Alcuni di questi, infatti, sono stati progettati senza alcun riguardo alle indicazioni normative antisismiche e, pertanto, non presentano sotto sisma un favorevole comportamento dissipativo. L esame del comportamento sismico ed il consolidamento di costruzioni in c.a. esistenti, con particolare riferimento a quelle aventi funzioni pubbliche, rappresenta pertanto un argomento di estrema attualità nel settore dell Ingegneria Sismica. In tale contesto si inquadra il presente lavoro, che è stato sviluppato nell ambito del progetto di ricerca europeo COST Action C26 "Urban Habitat Constructions under Catastrophic Events" [1], che ha avuto lo scopo di valutare la vulnerabilità del costruito nei riguardi delle azioni catastrofiche, naturali e artificiali. In particolare, è stato fatto riferimento allo scenario di rischio derivante da una possibile eruzione del Vesuvio. Sono state all uopo condotte indagini per l analisi di vulnerabilità sismo-vulcanica di edifici residenziali, monumentali e scolastici della città più popolosa della regione vesuviana, Torre del Greco. Con riferimento agli edifici scolastici, dieci costruzioni in muratura (scuole primarie) e cinque in cemento armato (scuole secondarie di I grado) sono state esaminate nel progetto [2]. La maggior parte di tali edifici è stata realizzata senza alcun riguardo a prescrizioni anti-sismiche e pertanto necessita di interventi di adeguamento. In questa sede l attenzione è focalizzata sulla scuola secondaria D Assisi, costituita da sette corpi in cemento armato giuntati sismicamente gli uni agli altri. Assumendo come caso studio uno dei corpi di fabbrica della scuola, sono stati progettati diversi interventi a carattere tradizionale (pareti c.a.) ed innovativo (controventi concentrici, eccentrici, ad instabilità impedita e pareti a taglio di acciaio) per l adeguamento dello stesso, la cui efficacia è stata valutata mediante analisi numeriche in campo non lineare. 2 CASO STUDIO E MODELLAZIONE FEM La struttura oggetto di studio fa parte del complesso scolastico F. D Assisi ubicato nel comune di Torre del Greco. La costruzione, la cui edificazione risale a fine anni ottanta, è suddivisa in sette edifici in c.a., di cui due adibiti a palestre, fra loro indipendenti mediante giunti sismici (Fig. 1a). Il caso studio in questa sede esaminato è il corpo di fabbrica che caratterizza tre dei sette edifici costituenti il complesso scolastico. Gli ambienti della struttura modulare in c.a. sono adibiti ad aule e laboratori didattici (Fig. 1b). La struttura modulare selezionata presenta forma pressoché rettangolare con dimensioni in pianta di 19,70 m x 23,00 m e si sviluppa su due livelli. L organizzazione strutturale mostra una disposizione eccentrica della scala che conferisce all edificio una certa irregolarità in pianta. Le strutture sismo-resistenti verticali sono telai posti in direzione verticale sui quali grava lo scarico degli impalcati (Fig. 1c). Mancando le tavole di progetto originali, le dimensioni e le armature degli elementi strutturali sono stati ricavati mediante il progetto simulato dell edificio eseguito sulla base delle norme tecniche e della pratica costruttiva vigenti all epoca della costruzione. Le proprietà meccaniche del calcestruzzo sono state determinate utilizzando i risultati di prove di laboratorio eseguite su fabbricati realizzati nella stessa epoca all interno della medesima regione territoriale. Dai risultati emersi a valle delle sperimentazioni, si è evinto che il calcestruzzo utilizzato fosse del tipo C20/25. Per quanto riguarda invece il materiale delle barre di armatura, tenendo conto dell epoca di realizzazione e della destinazione d uso del modulo strutturale investigato (edificio strategico), è stato assunto un acciaio tipo FeB38k.

3 XXIV CONGRESSO C.T.A. 275 Fig. 1: Il complesso scolastico D Assisi (a) e la pianta architettonica (b) e strutturale (c) del corpo di fabbrica oggetto di studio L edificio in esame è stato modellato agli elementi finiti mediante l utilizzo del software SAP2000 V [3]. Il modello FEM è stato realizzato con elementi specifici che considerano l effettivo comportamento dei componenti strutturali dell edificio. In particolare, per quanto concerne la modellazione di travi e pilastri sono stati utilizzati degli elementi beam, mentre per tener conto della rigidezza effettiva dei solai si è assegnato un vincolo diaframma a tutti i nodi appartenenti allo stesso impalcato. Nella modellazione è stata anche considerata la presenza della scala con travi a ginocchio, che da luogo alla formazione di colonne tozze. Sull edificio sono state condotte analisi pushover che hanno preliminarmente richiesto l assegnazione ad ogni elemento strutturale delle cerniere plastiche. Le proprietà delle cerniere sono state valutate in funzione delle caratteristiche geometriche e meccaniche di ogni elemento attraverso le prescrizioni riportate dall OPCM 3431 [4] e riprese nella sostanza dalle NTC 2008 [5], che definiscono i valori della rotazione relative ai vari stati limite. 3 SOLUZIONI PER L ADEGUAMENTO 3.1 Premessa La vulnerabilità del modulo strutturale è stata studiata svolgendo analisi statiche non lineari nell ipotesi di due distribuzione di forze: una affine al primo modo di vibrare e l altra proporzionale alla variazione delle masse, attraverso l applicazione del metodo delle curve di capacità impiegato nelle linee guide della normativa americana ATC40 [6]. La curve così ottenute vengono semplificate ed approssimate con una bilineare, utilizzando il criterio delle aree e- quivalenti, nell ipotesi di conservazione dell energia di dissipazione, al fine di implementare il progetto di adeguamento dell edificio, finalizzato sia ad incrementarne la rigidezza che la resistenza nei riguardi delle azioni orizzontali. Per raggiungere l obiettivo preposto sono stati studiati vari sistemi di adeguamento: controventi concentrici CBF, controventi eccentrici EBF, controventi ad instabilità impedita BRB, pannelli a taglio in acciaio SPSW e pareti a taglio in c.a.. Tenendo conto della posizione della scala, i sistemi di adeguamento, indicati con linea tratteggiata in Fig. 1b, sono stati disposti in modo eccentrico rispetto al baricentro della pianta in modo da garantire una certa regolarizzazione del comportamento sismico dell edificio. Le parti strutturali esistenti, ovvero i telai in c.a. e le fondazioni che ospitano i sistemi di adeguamento considerati, sono stati verificati alla luce delle nuove sollecitazioni. 3.2 Controventi concentrici CBF I controventi concentrici CBF sono stati inseriti nelle maglie strutturali formate da travi e pilastri sotto forma di profili a sezione tubolare disposti secondo la classica configurazione a croce di Sant Andrea. Le strutture metalliche costituite da tali controventi sono state progettate in modo che la plasticizzazione delle diagonali tese, che hanno funzione portante nei confronti delle azioni sismiche, preceda sia la rottura delle connessioni che il collasso delle travi e

4 276 TORINO, 30 settembre - 2 ottobre 2013 delle colonne esistenti. La rigidezza fornita dai controventi CBF viene ricavata dalla seguente relazione: 2E k = (1) l1 l2γ 2 + A1 cosα1 A2 cosα 2 in cui E è il modulo elastico dell acciaio; A i è l area della sezione tubolare del controvento all i-esimo piano; α i è angolo formato dal controvento dell i-esimo piano con l orizzontale; l i è la lunghezza del controvento e γ 2 è un coefficiente di ripartizione delle forze orizzontali derivante dall analisi statica lineare. La resistenza del sistema, invece, è stata determinata nel rispetto della seguente condizione: < = (cos +cos ) (2) dove N pl è lo sforzo di plasticizzazione delle diagonali realizzate con acciaio S275. Per quanto riguarda la modellazione non lineare degli elementi dissipativi, ovvero delle diagonali, è stata considerata una cerniera assiale che implementa un modello alla Georgescu [7], che tiene conto del degrado dell asta compressa per effetto dell instabilità, integrato dalla limitazione sulla duttilità di Tremblay [8]. I meccanismi di collasso strutturale nelle due direzioni principali dell edificio mostrano un comportamento dissipativo concentrato prevalentemente nei CBF, a conferma della bontà del progetto eseguito (Fig. 2). Fig. 2: Modello FEM edificio con CBF (a) e meccanismi di collasso lungo x (b) e y (c) 3.3 Controventi eccentrici EBF Nei controventi eccentrici (EBF) le forze di progetto sono assorbite dai link che, nel progetto in questione, sono corti in profilo HE, vengono disposti in verticale e sono collegati direttamente alle travi. La resistenza di progetto è stata valutata utilizzando la seguente formula: <, = h (3) in cui V l,rd è la resistenza a taglio di progetto del link; mentre t w, h e t f rappresentano lo spessore dell anima, l altezza e lo spessore dell ala del link; f y è la tensione caratteristica dell acciaio, pari a 275 MPa. La rigidezza degli EBF è stata valutata invece ipotizzando un sistema di molle disposte in serie, funzione delle caratteristiche del link e delle diagonali, sollecitate da un sistema di forze orizzontali: 1 γ 2 k = + (4) k1 k2 dove k i è la rigidezza del piano i-esimo che tiene conto della deformabilità flessionale del link e delle diagonali, da calcolarsi in accordo alla seguente relazione: 3 L, 1 link i k = + (5) i 2 3 2, cos E I i ka i α i in cui L link è la lunghezza del link; E è il modulo di Young; I è l inerzia del link; α è l inclinazione delle diagonali rispetto all orizzontale e k a è la rigidezza assiale delle aste diagonali. Il modello non lineare prevede nei link la presenza di cerniere plastiche a taglio. Per quanto riguarda le diagonali, si tiene conto dell instabilità delle diagonali compresse tramite il 1 1

5 XXIV CONGRESSO C.T.A. 277 modello Georgescu-Tremblay [7, 8]. La dissipazione energetica è concentrata nei link e precede la plasticizzazione degli elementi non dissipativi (Fig. 3). Fig. 3: Modello FEM edificio con EBF (a) e meccanismi di collasso lungo x (b) e y (c) 3.4 Controventi ad instabilità impedita BRB I dispositivi BRB hanno configurazione a V rovescia con punto di intersezione in corrispondenza della trave in c.a. esistente, la quale è stata opportunamente verificata per effetto degli sforzi supplementari indotti dalle diagonali. Il dimensionamento del piatto centrale, detto anche core ed avente sezione rettangolare, è stato eseguito mediante la seguente relazione: < =2! " cos (6) dove con A c si intende la sezione trasversale del core; α è l inclinazione delle diagonali rispetto all orizzontale; f yd è la tensione caratteristica dell acciaio, pari a 275 MPa. Per quanto riguarda la determinazione della rigidezza dei controventi si è fatto riferimento, come nel caso precedente, ad un sistema di molle in serie (vedi eq. 4), mentre per il calcolo della rigidezza del singolo campo controventato k i si fa riferimento ad un sistema di molle in parallelo # $ =2# $,%& cos $, dove k i,eq è la rigidezza equivalente che tiene conto della variabilità della geometria del core in accordo alla seguente espressione: k 1 1, 2 i eq = + k j k (7) c dove k c e k j rappresentano rispettivamente la rigidezza delle zona centrale (core) e delle e- stremità più grandi (joint) del piatto. Nella fase di modellazione in campo non lineare dei BRB si tiene conto della variabilità della sezione trasversale del core definendo una sezione equivalente tale da restituire la k eq di un piatto a sezione costante. Nota tale rigidezza, l altezza equivalente del core h eq, fissata la base b e la lunghezza dell asta l c, viene determinata con la relazione: k L eq h = (8) eq E b Anche in questo caso le diagonali controventanti hanno mostrato di dissipare l energia sismica in entrata preservando la struttura esistente da gravi danneggiamenti (Fig. 4). 1 Fig. 4: Modello FEM edificio con BRB (a) e meccanismi di collasso lungo x (b) e y (c) 3.5 Pareti a taglio in acciaio SPSW Le pareti a taglio metalliche SPSW sono elementi bidimensionali, con altezza e larghezza dello stesso ordine di grandezza e di dimensioni significative rispetto allo spessore.

6 278 TORINO, 30 settembre - 2 ottobre 2013 Per modellare le pareti metalliche è stata introdotta la tecnica delle bande diagonali di trazione o strip model, in cui ciascuna lastra è rappresentata con una serie di pendoli con estremità incernierate alle membrature del telaio esterno che li circonda e con sezione trasversale determinata dalla seguente formula: L cosα + h sinα s As = t (9) n in cui n è il numero di pendoli in cui è suddivisa la lastra; α è l angolo di inclinazione dei pendoli stessi; t è lo spessore della lastra, h s è l altezza d interpiano ed L è la larghezza della campata. La rigidezza della lastra viene valutata, invece, utilizzando le seguente relazione: E B t k = (10) 4 C n d m2 f dove B, d e t sono la larghezza, l altezza e lo spessore della lastra a taglio; n f è il numero di piani, C m2 è un coefficiente correttivo che tiene conto della differenza tra la rigidezza teorica del sistema e quella calcolata numericamente, per effetto della flessibilità delle colonne. La rigidezza globale, come nei casi precedenti, fa riferimento alla eq. 4. La resistenza ultima dei pannelli a taglio è stata valutata mediante la seguente relazione: =1/2" )sin2 (11) Nel caso in esame i pendoli, in numero di 10, hanno un angolo di inclinazione di 45 (Fig. 5a). Al singolo elemento frame che schematizza il pendolo è stata assegnata una sezione avente spessore pari a quello della lastra e larghezza tale che la somma delle larghezze dei dieci pendoli sia tale da coprire l intera superficie della lastra. Inoltre il telaio metallico a cui è ancorata la lastra, costituito da profili metallici con sezione a doppio C, è stato modellato tramite elementi frame. Per quanto riguarda la modellazione, cerniere a plasticità concentrata di tipo assiale sono state inserite nella mezzeria di ogni asta schematizzante ciascuna striscia della lastra. L introduzione dei pannelli di acciaio ha comportato un regolarizzazione della struttura con conseguente elevata dissipazione energetica (Fig, 5b, c). Fig. 5: Modello FEM edificio con SPSW (a) e meccanismi di collasso lungo x (b) e y (c) 3.6 Adeguamento con pareti in c.a. L adeguamento con pareti a taglio in c.a. rientra tra i sistemi tradizionali. L introduzione delle pareti a taglio è stato eseguito ringrossando le dimensioni di assegnati pilastri fino a soddisfare i requisiti geometrici per garantire la definizione di pareti in c.a. Il dimensionamento a rigidezza delle pareti è stato eseguito considerando un modello a mensola sulla quale sono applicate due forze che rappresentano le forze di progetto adimensionalizzate al taglio alla base. La rigidezza viene definita determinando lo spostamento in testa dato dalla sovrapposizione degli effetti delle due forze in accordo all espressione che segue: Vy EI k = = (12) δ h1 h1 h2 γ 2 ( h1 + h2 ) dove V y è il taglio alla base; δ è lo spostamento totale in testa; h 1 e h 2 sono le altezze di interpiano; EI è la rigidezza flessionale della parete. La determinazione della resistenza è stata e-

7 XXIV CONGRESSO C.T.A. 279 seguita invece eguagliando il momento alla base delle pareti con il momento M rd delle rispettive sezioni trasversali. Il modello non lineare dell edificio adeguato prevede l inserimento di cerniere a pressoflessione nelle pareti. Anche in questo caso, come in quelli precedenti, le pareti evitano una localizzazione del danneggiamento negli elementi esistenti (Fig. 6). Fig. 6: Modello FEM edificio con pareti in c.a. (a) e meccanismi di collasso lungo x (b) e y (c) 4 ANALISI E CONFRONTO DEI RISULTATI L applicazione dei cinque sistemi di adeguamento sismico ha avuto come obiettivo quello di regolarizzare il comportamento dinamico della struttura esistente, affetta da problemi di rotazione torsionale degli impalcati causati dalla presenza disomogenea delle rigidezze in pianta. In Tabella 1 sono riportati i periodi di vibrazione e le rispettive direzione dei modi principali di vibrazione, da cui è possibile notare come le performance strutturali dell edificio adeguato migliorino in tutti i casi. Infatti, con tutti i sistemi di adeguamento, a differenza del caso della struttura nuda, i primi due modi sono traslazionali mentre il terzo è rotazionale. Tabella 1: Confronti tra le varie tecniche di consolidamento Str. esistente CBF EBF BRB SPSW Pareti c.a. X Y X Y X Y X Y X Y X Y k [%] V [%] duttilità 1,78 1,75 1,90 1,72 1,70 T 1 [sec] 0,6154 (x) 0,4328 (x) 0,3864 (x) 0,4533 (x) 0,4392 (x) 0,4963 (x) T 2 [sec] 0,4326 (φ) 0,3257 (y) 0,2948 (y) 0,3198 (y) 0,3249 (y) 0,3279 (y) T 3 [sec] 0,3450 (y) 0,3080 (φ) 0,2664 (φ) 0,3114 (φ) 0,3189 (φ) 0,3112 (φ) La dissipazione energetica è stata concentrata, in tutti i casi, negli elementi sacrificali progettati con funzione dissipativa che, plasticizzandosi prima che la struttura esistente esibisca danneggiamenti estesi, la preservano da collassi fragili. Facendo riferimento ai sistemi innovativi, rispetto al comportamento della struttura nuda, i maggiori incrementi di prestazioni in termini di rigidezza e resistenza e si attingono rispettivamente con gli EBF e le SPSW. Anche in termini di duttilità si riscontrano sensibili incrementi di performance, con valori variabili tra 1.72 (SPSW) e 1.90 (BRB). 5 CONCLUSIONI Nel presente lavoro è stato trattato il problema dell adeguamento sismico di strutture in calcestruzzo armato esistenti per mezzo di soluzioni innovative e tradizionali. Le analisi statiche non lineari hanno mostrato come i sistemi di adeguamento progettati consentano di incrementare rigidezza e resistenza dell edificio esistente, consentendo al tempo stesso di conferire a questo un miglioramento di comportamento in campo dinamico. Tali obiettivi risultano rag-

8 280 TORINO, 30 settembre - 2 ottobre 2013 giunti registrando una diminuzione dei periodi di vibrazione e una regolarizzazione del comportamento dinamico, con terzo periodo sempre di tipo torsionale. Tra i vari sistemi illustrati, quelli che comportano limitati rinforzi degli elementi esistenti sono i BRB e le pareti in c.a, che pertanto richiedono costi di intervento meno significativi. Gli incrementi di resistenza della struttura esistente risultano particolarmente elevati quando i progetti degli interventi sono stati condizionati dal requisito della rigidezza. In alcuni casi è possibile notare elevati incrementi di rigidezza attribuibili in direzione x ai limiti di normativa dettati dalle NTC08 ed in direzione y alla regolarizzazione del comportamento della struttura. Nei diversi casi di analisi eseguiti, la dissipazione energetica è risultata sempre concentrata nei sistemi di adeguamento dissipativi, che hanno preservato dal danneggiamento la struttura esistente. Con riferimento ai sistemi di adeguamento innovativi, rispetto al comportamento della struttura nuda, i maggiori incrementi di prestazioni in termini di rigidezza e resistenza si attingono rispettivamente con gli EBF e le SPSW. Anche in termini di duttilità si riscontrano sensibili incrementi di performance, con valori variabili tra 1.72 (SPSW) e 1.90 (BRB). In conclusione i risultati ottenuti dalle analisi condotte mostrano l efficacia di tutti i dispositivi testati per l adeguamento del modulo strutturale investigato. BIBLIOGRAFIA [1] Mazzolani F.M. (chair), Urban Habitat Constructions under Catastrophic Events, Proc. of the COST Action C26 Final Conference, Naples, September 2010, CRC Press, Taylor & Francis Group, London, ISBN: , [2] Florio G., De Gregorio D., Formisano A., Faggiano B., De Lucia T., Terracciano G., Mazzolani F.M., Cacace F., Conti G., De Luca G., Fiorentino G., Pennone C., Zuccaro G., Borg R.P., Coelho C., Gerasimidis S., Indirli M., Survey activity for the seismic and volcanic vulnerability assessment in the Vesuvian area: Relevant masonry and reinforced concrete school buildings in Torre del Greco, Proc. of the COST Action C26 Final Conference Urban Habitat Constructions under Catastrophic Events, Federico M. Mazzolani, Chair, Naples, September 2010, CRC Press, Taylor & Francis Group, London, ISBN: , pp , [3] CSI Computer program SAP2000 version 4.2.4, Berkeley University, California, U- SA, June [4] Ordinanza della Presidenza del Consiglio dei Ministri, N del 03/05/2005: Ulteriori modifiche ed integrazioni all Ordinanza del Presidente del Consiglio dei Ministri N del 20/03/03, [5] Ministero delle infrastrutture, D.M. 14/01/2008, Norme Tecniche per le Costruzioni (NTC), [6] ATC 40, Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings, Report No. SSC 96-01, Vol.1, [7] Georgescu D., Recent developments in theoretical and experimental results on steel structures. Seismic resistant braced frames, Costruzioni Metalliche, N1, [8] Tremblay R., Inelastic seismic response of steel bracing members, Journal of Constructional Steel Research 58 (2002) , PAROLE CHIAVE Adeguamento sismico, edifici scolastici, controventi concentrici, controventi eccentrici, controventi ad instabilità impedita, pareti a taglio in acciaio e c.a.