RINFORZO CON FRP DI NODI TRAVE-PILASTRO ESISTENTI: ANALISI SPERIMENTALE E MODELLI DI CAPACITÀ

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1 RINFORZO CON FRP DI NODI TRAVE-PILASTRO ESISTENTI: ANALISI SPERIMENTALE E MODELLI DI CAPACITÀ ALBERTO BALSAMO CIRO DEL VECCHIO MARCO DI LUDOVICO ANDREA PROTA GAETANO MANFREDI MAURO DOLCE Università degli Studi di Napoli Federico II SUMMARY Recent seismic events have clearly confirmed the vulnerability of existing reinforced concrete (RC) structures. In particular, the premature failure of partially confined (i.e. exterior) beam-column joints has been identified as one of the main cause limiting the structural seismic capacity. Poor attention to details and lacking of adequate transverse reinforcement typically lead to premature joints brittle shear failure mode. In order to investigate on the seismic behaviour of non-conforming partially confined joints and on the effectiveness of externally bonded Fiber Reinforced Polymers (FRPs) strengthening solution, the paper presents the results of an experimental program on three full scale corner RC joints. The experimental program involved tests on T-joints under constant axial load and transverse cyclic loading both in the as-built and FRP strengthened configuration. The paper presents the specimen design strategy, the test setup definition and the comparative analysis of specimens mechanical behaviour. The comparison between as-built joint experimental capacity and that predicted by literature available capacity models and as well as the discussion on the effectiveness of different FRP strengthening layouts are also reported. 1. INTRODUZIONE I recenti eventi sismici tra cui quello di L Aquila 2009, hanno chiaramente dimostrato l elevata vulnerabilità del patrimonio edilizio esistente in calcestruzzo armato (c.a.) ed, in particolare, delle strutture progettate con riferimento a soli carichi gravitazionali o a normative sismiche di vecchia concezione. In molti casi l elevata vulnerabilità è dovuta alle premature crisi fragile dei nodi trave-pilastro non confinati (Figura 1a). Ciò è sicuramente imputabile alla mancanza di appropriati dettagli costruttivi, quali ad esempio le staffe all interno del pannello nodale. Le operazioni di rilievo postsisma sulle strutture danneggiate di L Aquila hanno mostrato che tali carenze possono influenzare fortemente le prestazioni strutturali in termini sia locali che globali. Nel caso specifico dei nodi trave-pilasto parzialmente confinati, come ad esempio i nodi a T o a croce, d'angolo o di facciata, la prematura crisi fragile può essere dovuta a diversi fattori quali: ancoraggio insufficiente delle barre d armatura longitudinale delle travi, armatura trasversale insufficiente o del tutto assente, errata realizzazione delle riprese di getto in testa ai pilastri. Diversi studi presenti in letteratura [1]-[4], hanno evidenziato come il comportamento di tali subassemblaggi strutturali sia influenzato dal numero di travi convergenti nel pannello di nodo, dalla presenza del solaio, dalla tipologia di barre d armatura della trave e dal loro ancoraggio, dalle dimensioni delle travi e pilastri in esso convergenti, dall eccentricità tra le travi e dallo sforzo normale trasmesso dai pilastri. Negli ultimi anni sono stati proposti molteplici modelli di capacità al fine di stimare, per tali elementi, la resistenza a taglio ultima o alla prima fessurazione. In particolare, alcuni autori [3],[4] hanno proposto semplici formulazioni attraverso cui limitare la tensione principale di trazione nel pannello di nodo a valori proporzionali alla radice quadrata della resistenza cilindrica a compressione del calcestruzzo f c in funzione di un coefficiente numerico dipendente dalla tipologia di barre d armatura della trave. Tale approccio è stato successivamente adottato da diverse normative [5]-[8]. Altri autori hanno proposto di limitare la resistenza a taglio del pannello di nodo, V jh, a valori semi-empirici che tengano conto della tipologia di nodo, direzione di sollecitazione, confinamento offerto da eventuali travi trasversali, dimensioni degli elementi convergenti e tipologia delle barre d armatura delle travi; anche tale approccio è poi confluito in codici normativi internazionali. In alcuni casi sono stati sviluppati modelli teorici con l intento di prevedere direttamente il comportamento tensodeformativo del pannello di nodo [3],[4],[10]-[15]. Con l avvento dei materiali compositi nell'ambito delle costruzioni, molteplici ricerche hanno focalizzato l'attenzione sull efficacia di diversi sistemi di rinforzo in FRP per incrementare la capacità a taglio di nodi trave-pilastro. È stato osservato che l efficacia di tali materiali dipende da numerosi fattori quali la preparazione del substrato, la tipologia di materiale composito

2 utilizzato, la percentuale geometrica e meccanica di fibre, l'inclinazione delle fibre, il numero di strati di materiale composito impiegato, la presenza di eventuali ancoraggi meccanici e di staffe nel pannello di nodo. Nello specifico, Antonopoulos & Triantafillou 2003, [20] hanno evidenziato come la capacità del pannello di nodo aumenti notevolmente con l utilizzo di tessuti in FRP disposti in due direzioni ortogonali (vale a dire nelle direzioni parallele all asse delle travi e dei pilastri). Lo studio sperimentale condotto da Antonopoulos & Triantafillou 2003, [20], ha inoltre mostrato come l impiego di ancoraggi meccanici alle estremità del rinforzo ne aumenti l efficacia prevenendo la prematura delaminazione. Una successiva campagna sperimentale, condotta da Prota et al [21], ha sottolineato che cambiando la percentuale di rinforzo in composito (numero di strati di tessuto e barre) e la sua disposizione (solo sui pilastri o anche sul pannello di nodo) è possibile modificare la gerarchia delle resistenze del subassemblaggio trave-pilastro evitando, così, che la crisi del pannello di nodo ne limiti le prestazioni finali. I risultati sperimentali su un intero sistema strutturale in scala reale di un edificio tipico dell area mediterranea [23] hanno dimostrato che il rinforzo sismico mediante utilizzo di FRP può portare a significativi incrementi di dissipazione energetica globale e, pertanto, a capacità sismiche notevolmente superiori rispetto all'edificio nella configurazione non rinforzata. Tutto ciò ha contribuito alla notevole diffusione negli ultimi anni dei materiali compositi nel campo del rinforzo sismico delle struttura in c.a. In particolare, a seguito del terremoto di L Aquila 2009 sono stati eseguiti numerosi interventi di rinforzo locale con sistemi in FRP, volti ad incrementare la capacità sismica di edifici pubblici e privati. In molteplici casi i compositi sono stati adottati per il rinforzo locale dei nodi parzialmente confinati con l intento di prevenire le crisi fragili e ridurre la vulnerabilità sismica della struttura. (a) Figura 1. Crisi di un nodo trave-pilastro (a) ; Rinforzo locale con FRP di una scuola elementare in Paganica, L Aquila (b). (b) Un largo uso ne è stato fatto soprattutto per edifici pubblici quali quelli scolastici (Figura 1b) al fine si consentirne una rapida riapertura. Il DPC (Dipartimento di Protezione Civile) e ReLUIS (Rete dei Laboratori Universitari d Ingegneria Sismica) hanno emanato, a valle del sisma di L'Aquila, un documento [24] specificamente mirato a fornire un valido supporto ai progettisti che intendano utilizzare sistemi di rinforzo locale per eliminare le tipiche deficienze locali riscontrabili negli edifici esistenti. 2. PROGRAMMA SPERIMENTALE Molte delle campagne sperimentali condotte negli ultimi anni hanno avuto l obiettivo di far chiarezza sul comportamento sismico dei nodi trave-pilastro. I risultati di tali campagne hanno permesso lo sviluppo di alcuni modelli di capacità adottati in seguito dalle normative di diversi paesi nel mondo. Uno degli obiettivi del presente lavoro sperimentale è quello di valutare l adeguatezza di tali modelli nel predire la capacità di un sistema nodale tipicamente riscontrabile nell edilizia esistente ed, al contempo, l'efficacia di diversi schemi di rinforzo in FRP. A tal fine sono state eseguite tre prove sperimentali su nodi a T (rappresentativi di nodi d'angolo) in c.a. in scala reale. Uno di essi è stato testato in configurazione as-built (di seguito indicato T_C); altri due nodi sono stati rinforzati con differenti sistemi di rinforzo (T_FRP1 e T_FRP2). Il presente lavoro illustra i risultati preliminari di una campagna sperimentale più estesa avente come obiettivo finale lo sviluppo di semplici modelli di capacità atti a quantificare i benefici derivanti dall applicazione degli FRP come rinforzo sismico di nodi trave-pilastro PROGETTAZIONE DEI PROVINI La progettazione dei provini ha avuto come scopo principale la realizzazione di subassemblaggi che rappresentassero al meglio i sistemi nodali tipicamente riscontrabili negli edifici esistenti. Al fine di valutare in maniera appropriata la dimensioni geometriche ed i dettagli d armatura tipici degli edifici esistenti in c.a., è stata effettuata una progettazione simulata per soli carichi gravitazionali di un sistema strutturale regolare di tre piani con altezza d interpiano di 3.4m. Si è scelto una disposizione in pianta con tre campate in una direzione e due nella direzione ortogonale, entrambe di luce pari a 5m. La progettazione, senza tener conto di alcuna azione sismica, ha condotto ad avere quantitativi ridotti di armatura

3 (a) (b) Figura 2. Dettagli costruttivi e di armatura dei provini (a); test setup (b)(dimensioni in mm). trasversale se non addirittura assenti come nel caso del pannello di nodo (Figura 2a). Da tale sistema strutturale è stato estratto il nodo d angolo da testare che presenta una estensione della trave pari a circa 1/3 della luce ed altezza delle colonne pari a metà dell altezza d interpiano, al fine di applicare le forze equivalenti nei punti di nullo del diagramma del momento (Figura 2b). Le armature longitudinali della trave sono state progettate con lo scopo di riprodurre attraverso un semplice test setup il comportamento di un subassemblaggio trave-pilastro con modalità di crisi tipicamente osservabili nei rilievi post-sisma: In particolare, si è progettato un sistema caratterizzato da una gerarchia pilastro debole e trave forte con prematura crisi a taglio del pannello di nodo prima della plasticizzazione degli elementi in esso convergenti. Pertanto, sono stati adottati pilastri quadrati di lato 300mm con percentuale geometrica di rinforzo pari allo 0.9%, corrispondente a 4φ16 disposti agli angoli. La trave risulta avere una base di 300mm ed un altezza di 500mm con armatura longitudinale costituita da 5φ16 al lembo superiore e 3φ16 al lembo inferiore (percentuale geometrica d armatura pari rispettivamente allo 0.7% e 0.4%). Le armature longitudinali sono state ancorate all interno del pannello di nodo con ancoraggi a 90 di lunghezza effettiva pari a 200mm. Al fine di predire il comportamento del subassemblaggio, prima di procedere alla prova sperimentale, sono state effettuate analisi lineari e non lineari tenendo in conto delle effettive condizioni di vincolo imposte dal test setup. Da tali analisi si è evinta la seguente sequenza di crisi degli elementi costituenti il sub assemblaggio: - Crisi a taglio trazione del pannello di nodo: la capacità a taglio del pannello di nodo V jh (in corrispondenza dell attingimento della tensione principale di trazione p t = 0.42 f cm [3], in cui f cm rappresenta la resistenza cilindrica media a compressione del calcestruzzo) è attinta per un valore del taglio colonna V c = 42.8 kn. - Snervamento delle barre d armatura longitudinale del pilastro superiore V c =55.9 kn; - Snervamento delle barre d armatura longitudinale della trave V c =58.2 kn. Inoltre, al fine di simulare al meglio il reale comportamento di nodi d'angolo all'interno di strutture tridimensionali, si è tenuto in conto della trave convergente nel nodo ortogonalmente al piano di sollecitazione attraverso la realizzazione di un bulbo di profondità pari a 350mm (Figura 2a). Le armature longitudinali di tale bulbo sono state progettate tenendo in conto dei carichi trasmessi solo dalle partizioni esterne (3φ16 al lembo superiore e 2φ16 al lembo inferiore). Sia per le travi che per i pilastri sono state adottate staffe φ8 con passo 200 mm con un infittimento in corrispondenza delle zone di applicazione del carico MATRICE DI PROVA Su un totale di tre subassemblaggi testati, il primo nodo (T_C) è stato testato in configurazione non rinforzata as-built al fine di effettuare un riscontro con i modelli di capacità attualmente disponibili e fornire un termine di paragone per i nodi rinforzati con materiali compositi. Due provini sono stati poi testati con diversi schemi di rinforzo in FRP (Figura 3) al fine di indagarne l efficacia.

4 T_FRP1: Fase 1) 1 Strato di tessuto quadriassiale CFRP T_FRP1: Fase 2) 1 Strato di tessuto uniassiale CFRP T_FRP2: Fase 1) 2 Strati di tessuto quadriassiale CFRP T_FRP2: Fase 2) 1 Strato di tessuto uniassiale CFRP ortogonale. In ultimo è stato previsto il confinamento dei pilastri con tessuto uniassiale in CFRP al fine di incrementarne la capacità rotazionale. Per quanto concerne il terzo subassemblaggio, T_FRP2, è stato previsto l'impiego di due strati di tessuto quadriassiale in CFRP sul pannello di nodo prolungati per 200mm sia sulle estremità delle travi che sui pilastri. Tale tessuto è poi ancorato attraverso l'applicazione di tessuto uniassiale in CFRP in completo avvolgimento sia sulle travi (ad eccezione dello spessore del solaio) che sui pilastri. L applicazione dei sistemi di rinforzo è stata effettuata in accordo con quanto riportato nelle Linee Guida DPC-ReLUIS [24] PROPRIETA DEI MATERIALI Per essere il più possibile rappresentativi degli edifici esistenti, di solito caratterizzati da calcestruzzi di qualità scadente, si è deciso di utilizzare un calcestruzzo con bassa resistenza cilindrica a compressione (vale a dire MPa). La resistenza a compressione media è stata ricavata mediante prove di schiacciamento di tre provini cilindrici, Tabella 1. Dalle prove effettuate sulle barre d armatura longitudinale è emersa una tensione media di snervamento pari a 470 MPa (deformazione allo snervamento ε y =2.4 ). Le caratteristiche meccaniche dei tessuti in FRP sono state desunte dalle schede tecniche del fornitore. Il tessuto quadriassiale in CFRP utilizzato per il rinforzo del pannello di nodo ha un peso specifico di 380 g/m 2, spessore del tessuto secco, t f,eq, di mm, modulo elastico di 230 GPa e deformazione ultima del 2.1%. Il tessuto uniassiale in CFRP, utilizzato per gli avvolgimenti di travi e pilastri, ha un peso specifico di 300 g/m 2, spessore del tessuto secco, t f,eq, di mm, modulo elastico di 230 GPa e deformazione ultima del 2.0% TEST SETUP E STRUMENTAZIONE Figura 3. Schemi di rinforzo per i nodi T_FRP1 e T_FRP2. La prima soluzione di rinforzo (T_FRP1) prevede, in accordo con quanto suggerito dalle Linee guida DPC-ReLUIS [24], l applicazione di uno strato di tessuto quadriassiale in fibra di carbonio, CFRP, sul pannello di nodo ed esteso per 200mm sulle estremità delle travi convergenti nel nodo. L ancoraggio di tale sistema di rinforzo è stato migliorato attraverso l utilizzo di fasciature ad U in tessuto uniassiale di carbonio prolungato per 750mm sulla trave e per 350mm sul bulbo La realizzazione dei provini è stata eseguita mediante un getto di calcestruzzo con il subassemblaggio posizionato in orizzontale su piano parallelo al piastrone di contrasto del laboratorio (Figura 4a). Le prove sono state eseguite con il provino soggetto ad uno sforzo normale costante applicato attraverso quattro barre pretese collegate a piastre rigide d acciaio. In particolare, è stato applicato sul pilastro uno sforzo normale adimesionalizzato pari a ν = 0.2 (che rappresenta lo sforzo normale, P, diviso per il prodotto tra l area della sezione trasversale del pilastro A g e la resistenza cilindrica media a

5 compressione del calcestruzzo f cm ). In testa al pilastro superiore è stata posizionata una cella di carico per monitorare il carico durante la prova. I provini sono stati vincolati al piastrone di contrasto attraverso due telai d acciaio irrigiditi, con una cerniera cilindrica posizionata alla base del pilastro inferiore per simulare un ideale vincolo cerniera. L estremità del pilastro superiore è stata, inoltre, vincolata attraverso due rulli d acciaio che simulano un carrello bilaterale consentendo la deformazione assiale del pilastro (Figura 2b). L estremità della trave è stata sostenuta tramite un carrellino a cerniere sferiche con lo scopo di eliminare l attrito e consentire il libero movimento della trave parallelamente al piastrone rigido. I carichi gravitazionali agenti sulla trave sono stati simulati attraverso l applicazione, di un precarico all estremità della trave di 19.2 kn; le azioni sismiche sono state poi simulate attraverso azioni cicliche applicate staticamente all estremità della trave a partire dal valore di precarico di 19.2 kn. La storia di carico applicata consiste di 3 successive ripetizioni allo stesso spostamento imposto che è stato progressivamente incrementato, in entrambi i versi, di 5 mm (fino ad uno spostamento totale imposto di 30 mm) e successivamente di 15 mm (fino a fine prova) (Figura 4b). (a) sollecitano un sistema nodale, a meno degli effetti P- Δ [27]. L acquisizione in tempo reale di tutte le misurazioni d interesse è stata effettuata attraverso l'adozione di una centralina elettronica. Diversi strumenti sono stati utilizzati al fine di monitorare il comportamento globale e locale dei provini: trasduttori di spostamento (LVDT) per monitorare la deformata globale del subassemblaggio e la deformabilità a taglio del pannello di nodo; un potenziometro a filo per monitorare lo spostamento effettivo dell estremità della trave; strain gauges sulle barre d armatura della trave e dei pilastri posizionati nelle zone critiche di convergenza nel pannello di nodo; strain gauges sul tessuto quadriassiale di CFRP nelle direzioni delle diverse fibre al fine di monitorarne le deformazioni in corrispondenza del pannello di nodo. 3. RISULTATI SPERIMENTALI I risultati della campagna sperimentale sono di seguito illustrati con riferimento a: a) comportamento globale del subassemblaggio (quadro fessurativo, modalità di crisi, diagramma ciclico taglio colonna - drift, duttilità, energia dissipata e rigidezza); b) stato deformativo delle barre d armatura longitudinale e del rinforzo del pannello nodale in FRP. I principali risultati, con riferimento ad entrambi i versi di sollecitazione (positivo e negativo), sono riportati in Tabella 1. In particolare, la tabella riporta i valori del taglio massimo registrato sul pilastro superiore V cmax e del corrispondente drift. Il drift d interpiano è stato calcolato come il rapporto tra lo spostamento imposto all estremità della trave (lo spostamento totale d, depurato dello spostamento iniziale corrispondente all applicazione del carico gravitazionale, d 0 ) e la distanza tra l attuatore e l asse del pilastro, L+h c /2 (L = 1650mm e h c = 300 mm), vedi Figura 2b: ( d d0 )*100 Drift(%) =Δ= L+ ( h /2) c (1) Figura 4. Test setup (a); protocollo di carico (b). (b) Questo sistema di applicazione del carico, con le estremità dei pilastri fisse sulla stessa verticale, riproduce effettivamente le azioni sismiche che La duttilità globale del subassemblaggio, μ, è stata calcolata come Δ u /Δ y, dove Δ u è il drift imposto in corrispondenza di una riduzione della capacità portante in termini di taglio colonna pari al 15% del valore massimo registrato (Figura 5). Il valore del drift allo snervamento, Δ y, è stato derivato in corrispondenza dell inizio del ramo plastico del sistema elastoplastico equivalente [28]. La rigidezza del sistema elastoplastico equivalente è stata valutata mediante l intersezione tra l inviluppo del diagramma isteretico e l ordinata 0.6V c,max [05].

6 Spec. f cm Load sign V c,max * ΔV c Drift (V c,max ) μ (Δ u /Δ y ) Δμ E eq ΔE ε FRP (V c,max ) [-] [MPa] [-] [kn] [%] [%] [-] [%] [knmm] [%] [ ] [-] T_C T_FRP Failure mode - JS CH T_FRP /FC * calcolati rispetto a T_C; JS: taglio trazione del pannello di nodo; CH: cerniera plastica colonna; FD: delaminazione FRP; FC: tranciamento delle fibre di FRP. Al fine di ottenere un utile parametro di confronto tra i diversi provini sottoposti a prova, l energia dissipata associata al sistema elastoplastico equivalente, E eq, è stata calcolata come illustrato in Figura 5. Tabella 1. Risultati sperimentali CH /FD Figura 5. Parametri derivati dal diagramma sperimentale V c -Drift. Figura 6. Quadro fessurativo del nodo T_C. è stata caratterizzata da fessure diagonali di notevole ampiezza e profondità che hanno comportato l espulsione del cuneo più esterno di calcestruzzo (Figura 7); tale modalità di crisi è stata ampiamente riscontrata nei rilievi post-sisma ed in altre prove sperimentali caratterizzate da dettagli di armatura simili a quelli adottati nel presente programma di prove [3], [15]. Per ognuno dei parametri riportati in Tabella 1, è stata calcolata la differenza in termini percentuali tra i nodi rinforzati con FRP ed il nodo as-built. In Tabella 1 sono inoltre riportati i valori di deformazione del composito, ε FRP, registrati in corrispondenza del massimo valore del taglio colonna NODO AS-BUILT (T_C) Il quadro fessurativo e la sua evoluzione all aumentare del drift imposto sono riportati in Figura 6. La modalità di crisi del subassemblaggio è sicuramente collocabile all interno del pannello di nodo dal momento che non si è riscontrata fessurazione evidente negli elementi convergenti. La crisi del pannello di nodo (a) (b) (c) Figura 7. Modalità di crisi del nodo T_C. Il diagramma ciclico V c -Drift(%) è riportato in Figura 8a. Risulta evidente come il comportamento ciclico non sia simmetrico ed è certamente da ascriversi alle differenze d armatura della trave tra il lembo superiore (5φ16) e quello inferiore (3φ16). Inoltre il picco di resistenza si è registrato per valori positivi del

7 (a) (b) (c) Figura 8. Diagrammi isteretici V c -Drift dei subassemblaggi testati. carico a causa del precarico simulante i carichi gravitazionali. La fessurazione superficiale del pannello di nodo (fessure individuabili solo con ispezione ravvicinata) è iniziata all inizio del terzo ciclo di carico, per valori del drift pari circa allo 0,5% e del taglio colonna di circa 33 kn. In seguito, per valori del drift compresi tra 0.78% e 1.38%, le fessure del pannello di nodo sono aumentate sempre più in numero e dimensione, come mostrato in Figura 6, conducendo ad un significativo degrado di rigidezza del subassemblaggio. Il picco di resistenza del sistema è stato ottenuto per un drift pari a 1.31%, in corrispondenza del quale è risultata evidente la crisi del pannello nodale. La fase post picco è stata caratterizzata da un non trascurabile degrado di resistenza dovuto all apertura nelle zone di ancoraggio delle barre longitudinali d armatura della trave (piegate all interno del pannello di nodo). Ciò ha condotto all espulsione del cuneo di calcestruzzo più esterno che è risultata significativa per valori del drift pari al 2.39%. A partire da tale drift, è emerso con chiarezza anche il "pinching" nel diagramma isteretico (Figura 8a), causato da deformazioni a taglio residue del pannello di nodo. Per un drift del 3.3%, l apertura nella zona di ancoraggio delle barre d armatura della trave ha comportato la completa espulsione del cuneo di calcestruzzo (Figura 7b) e la fessurazione si è estesa anche al bulbo di calcestruzzo che simula la trave ortogonale. Al fine di esaminare le dimensioni delle fessure, a fine prova, la zona di calcestruzzo danneggiata è stata rimossa. L ispezione del nucleo di calcestruzzo interno del pannello di nodo ha mostrato la presenza di due profonde fessure diagonali tali da dividere il pannello di nodo in quattro zone (Figura 7c). In accordo con le assunzioni teoriche effettuate in fase progettuale, la crisi del subassemblaggio è stata causata della crisi a taglio trazione del pannello di nodo. A dimostrazione di ciò gli strain gauges disposti sulle barre d armatura hanno registrato deformazioni inferiori a quella di snervamento CONFRONTO CON I MODELLI DI CAPACITA DI LETTERATURA I risultati sperimentali relativi al provino non rinforzato sono stati confrontati con le previsioni teoriche ottenute attraverso l'utilizzo dei principali modelli di capacità presenti in letteratura per nodi non staffati. I confronti numerici tra i risultati sperimentali in termini di taglio colonna (in corrispondenza della prima fessurazione del pannello di nodo o del picco di capacità del sub assemblaggio) V c,exp e i valori teorici previsti, V c,pr, sono stati effettuati in termini di differenza percentuale e sono riassunti in Tabella 2. Tutti i modelli teorici utilizzati nel confronto non si discostano più del 10% dai risultati sperimentali. In particolare, la miglior approssimazione dei risultati sperimentali si è attinta mediante l'approccio alle tensioni principali suggerito da Priestley [3] (sia nella stima della prima fessurazione che per la capacità massima del sistema nodale). È da notare come le espressioni fornite dalla normativa europea EC8 [7],[8] e quella italiana NTC 08 [5], che limitano la capacità del sistema nodale alla prima fessurazione del panello di nodo, abbiano fornito previsioni molto conservative per tale tipologia di nodo (vale a dire il 30% in meno rispetto alla capacità registrata sperimentalmente). Più accurate sono risultate le previsioni fornite da modelli di capacità riportati in altre normative internazionali [9] [10], nonché dal modello teorico recentemente suggerito da Park e Mosalam [12] NODI RINFORZATI CON FRP (T_FRP1 e T_FRP2)

8 Priestley [3] k=0.29 (1) Spec. V c,pr Δ * V c,pr (2) Priestley [3] k=0.42 Park et ASCE [10] AIJ 1999 [9] Mosalam [12] Δ ** (4) V c,pr Δ ** (5) V c,pr Δ ** Δ ** V c,pr (3) [-] [kn] [%] [kn] [%] [kn] [%] [kn] [%] [kn] [%] T_C T_C * calcolato rispetto al V c di prima fessurazione del pannello nodale di T_C (33.3kN); ** calcolato rispetto al V c,max di T_C (43.7 kn). Tabella 2. Confronto numerico con i modelli di capacità di letteratura. I risultati più significativi relativi ai nodi rinforzati con FRP sono riportati in Tabella 1; i diagrammi isteretici in termini di V c -Drift sono riportati in Figura 8b,c. Relativamente al nodo T_FRP1 il picco di resistenza del subassemblaggio in termini di taglio colonna è risultato essere pari a kn in corrispondenza di un drift pari al 2.38%. Superato tale valore di drift, il diagramma isteretico presenta un salto significativo causato dalla prematura delaminazione del sistema di rinforzo in composito. La Figura 9a mostra come la delaminazione sia partita dall estremità libera della fasciatura ad U in CFRP. I valori di deformazione registrati sulle fibre del tessuto quadriassiale di rinforzo del pannello di nodo, al picco di resistenza del subassemblaggio, sono risultate pari a circa il 6 sulle fibre orizzontali e circa il 10 sulle fibre diagonali. Tali valori risultano sensibilmente maggiori rispetto al limite del 4 suggerito dalle linee guida CNR-DT 200 (2004) [29] per il progetto di rinforzi in materiale composito. Nonostante la prematura delaminazione abbia ridotto l'efficacia del sistema di rinforzo nell'incrementare la capacità globale del subassemblaggio, le evidenze sperimentali hanno mostrato che l'applicazione del rinforzo ha comportato una variazione della modalità di crisi del provino. Per il provino T_FRP1 difatti si è potuto registrare l'attingimento dello snervamento delle barre d armatura del pilastro superiore prima della crisi del pannello di nodo, in corrispondenza di un drift pari a circa il 2%. Dunque, dal che non si era osservata la plasticizzazione del pilastro nel provino di controllo T_C, si può concludere che il sistema di rinforzo ha cambiato la sequenza di crisi del subassemblaggio, spostando la crisi a taglio trazione del pannello di nodo dopo lo snervamento del pilastro. Ciò ha portato ad avere un incremento di duttilità locale del subassemblaggio pari a circa il 10% e ad un incremento di dissipazione energetica pari a circa il 50% rispetto al nodo T_C (Tabella 1). La completa delaminazione dell FRP (Figura 9a) è stata riscontrata per valori del drift pari al 3.3%. Tuttavia, prima che il composito sia completamente delaminato si è osservato un tranciamento delle fibre di tessuto quadriassiale in corrispondenza degli angoli del pannello di nodo (Figura 9a). Rimuovendo il tessuto quadriassiale del pannello di nodo si è potuto osservare che la delaminazione è avvenuta all interno del substrato di calcestruzzo (Figura 9b). (a) (b) Figura 9. Modalità di crisi del nodo T_FRP1. Il diagramma isteretico del nodo T_FRP2 è illustrato in Figura 8c. il comportamento sperimentale ha mostrato l efficacia della nuova soluzione di ancoraggio che ha evitato la completa delaminazione del tessuto quadriassiale; quest'ultimo ha raggiunto la sua deformazione ultima come mostrato dal tranciamento delle fibre (Figura 10a). Nello specifico l estensione dell ancoraggio con tessuto uniassiale al lembo superiore della trave ha evitato la completa delaminazione del tessuto quadriassiale (iniziata nell intervallo di drift 1.57%-2.42%), ma contrastata dall entrata in tensione dell ancoraggio. Una volta raggiunto il drift di 2.42%, le fibre del tessuto quadriassiale si sono tranciate lungo il perimetro del pannello nodale. Dunque la capacità deformativa massima del tessuto è stata raggiunta anche se la massima deformazione registrata sulle fibre più esterne è stata all incirca pari al 6. Tale fenomeno è da ascriversi alla modalità di lettura della deformazione sul pannello di rinforzo che è avvenuta mediante l'applicazione di strain gauges sullo strato più esterno di rinforzo. Lo snervamento delle barre d armatura del pilastro è stato riscontrato per valori del taglio colonna significativamente più alti rispetto al nodo rinforzato senza prolungamento del tessuto quadriassiale sui pilastri, T_FRP1. Ciò ha indotto un incremento di resistenza del subassemblaggio

9 più elevato rispetto a quanto ottenuto in T_FRP1. Tuttavia, il tranciamento delle fibre non ha permesso lo sviluppo delle riserve di duttilità del sistema ed ha portato ad un degrado di resistenza molto più accentuato. A valle della rimozione del rinforzo in FRP (Figure 9b,10b), su entrambi i provini T_FRP1 e T_FRP2 si è potuto riscontrare un quadro fessurativo sul pannello nodale caratterizzato da fessure più diffuse ma meno larghe e profonde. rispetto al nodo non rinforzato (Tabella 1). È da sottolineare che in entrambi i nodi rinforzati è stato attinta la plasticizzazione di uno degli elementi del subassemblaggio e, dunque, si è raggiunto pressappoco il limite massimo di resistenza del sistema. (a) (b) Figura 10. Modalità di crisi del nodo T_FRP2. 4. CONCLUSIONI Dalla prova sperimentale condotta sul nodo nella configurazione non rinforzata è emerso che, coerentemente con quanto tipicamente riscontrato nei rilievi post-sisma, la modalità di crisi è stata determinata dalle eccessive tensioni di trazione nel pannello nodale non dotato di opportuna armatura trasversale. L assenza di staffe all interno del pannello di nodo oltre che causarne la repentina fessurazione ha facilitato l apertura nella zona di ancoraggio delle barre d armatura longitudinale della trave con conseguente espulsione del cuneo più esterno di calcestruzzo. Tutto ciò ha causato un marcato degrado di resistenza post-picco. Il confronto tra le curve di inviluppo dei diagrammi isteretici V c -Drift tra il nodo as-built (T_C) e i due nodi rinforzati (T_FRP1 e T_FRP2) è riportato in Figura 11. Dalla figura risulta evidente che entrambi i sistemi di rinforzo non hanno indotto variazioni significative di rigidezza iniziale del subassemblaggio; in particolare, nei cicli fino ad un drift imposto dello 0.5% (valore per quale si manifestano le prime fessure all interno del pannello di nodo), le curve sperimentali sono risultate praticamente sovrapponibili. Nelle fasi successive la differenza è sempre più marcata ed è da ascriversi all efficacia del sistema di rinforzo in FRP nel ritardare la fessurazione del pannello di nodo. I sistemi di rinforzo in FRP hanno consentito in ogni caso di ritardare la fessurazione del pannello nodale e ciò si è tradotto in un incremento della resistenza del subassemblaggio pari a circa il 30% (T_FRP1) e 50% (T_FRP2) Figura 11. Curve d inviluppo sovrapposte per i nodi testati. A conclusione della serie di test sperimentali si può affermare che l impiego di materiali compositi per il rinforzo dei nodi trave pilastro ha consentito di modificare la sequenza di crisi del subassemblaggio da fragile, dovuta alla crisi per taglio trazione del pannello di nodo, in una più duttile, caratterizzata dalla plasticizzazione del pilastro. Ciò ha indotto un incremento di duttilità (T_FRP1) del 10% con un corrispondente incremento di energia dissipata del 50%. Lo schema di rinforzo adottato sul provino T_FRP2 ha consentito di ritardare al massimo la delaminazione e sfruttare al limite delle proprie capacità le fibre di FRP. Le prove sperimentali eseguite hanno, pertanto, chiaramente mostrato le elevate potenzialità dei materiali compositi per il rinforzo sismico dei nodi trave-pilastro progettati senza accorgimenti sismici. 5. RINGRAZIAMENTI L attività sperimentale presentata in questo lavoro è stata svolta nell ambito del programma di ricerca della Rete di Laboratori Universitari di Ingegneria Sismica - ReLUIS Progetto Esecutivo I materiali utilizzati per il rinforzo sismico dei provini sono stati forniti da Mapei Spa, Milano.

10 BIBLIOGRAFIA [01] T. PAULAY, M. J. N. PRIESTLEY: Seismic Design of Reinforced Concrete and Masonry Buildings. John Wiley and Sons, Inc. 1992; p [02] A. BERES, S. P. PESSIKI, R. N. WHITE, P. GERGELY: Implications of Experiments on the Seismic Behavior of Gravity Load Designed RC Beam-to- Column Connections. Earthquake Spectra; 1996; Vol. 12; No. 2; p [03] M. J. N. PRIESTLEY: Displacement- Based Seismic Assessment of Reinforced Concrete Buildings. Journal of Earthquake Engineering; 1997; Vol. 1; p [04] S. PAMPANIN, G. M. CALVI, M. MORATTI: Seismic Behaviour of R.C. Beam-Column Joints Designed for Gravity Loads. 12th European Conference on Earthquake Engineering; 2002; Paper Reference 726. [05] D. M. 14 GENNAIO 2008: Norme tecniche per le costruzioni. G.U. n. 29; 2 Feb. 2008; Supplemento Ordinario n. 30; Roma. [06] CIRCOLARE 2 FEBBRAIO 2009 N.617: Istruzioni per l applicazione delle nuove norme tecniche per le costruzioni di cui al D.M. 14 gennaio G.U. n.47; 26 Feb. 2009; Supplemento Ordinario n.27; Roma. [07] CEN COMITE EUROPEEN DE NORMALISATION, BRUSSELS: European Standard EN :2004 Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance, Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings. Dec [08] M. N. FARDIS: Seismic Design, Assessment and Retrofitting of Concrete Buildings. Based on EN-Eurocode 8. Springer; Series: Geotechnical, geological and earthquake engineering, Vol. 8; 2009; ISBN [09] AIJ: ARCHITECTURAL INSTITUTE OF JAPAN: Design guideline for earthquake resistant reinforced concrete buildings based on inelastic displacement concept Tokyo. [10] ASCE/SEI 46-01: STRUCTURAL ENGINEERING INSTITUTE OF AMERICAN SOCIETY OF CIVIL ENGINEERS: Seismic Rehabilitation of Existing Buildings. Published by ASCE; [11] AMERICAN CONCRETE INSTITUTE, COMMITTEE 369: ACI 369R-11: Guide for seismic rehabilitation of existing concrete frame buildings and commentary. Feb. 2011; U.S.A. [12] S. PARK, K. M. MOSALAM: Parameters for shear strength prediction of exterior beam-column joints without transverse reinforcement. Engineering Structures; 2012; Vol. 36; p [13] S. HAKUTO, R. PARK, H. TANAKA: Retrofitting of reinforced concrete moment resisting frames. Department of Civil Engineering, University of Canterbury: Research Report 95-4; 1995; Christchurch, New Zealand. [14] J. M. LaFave, J. Kim: Joint Shear Behavior Prediction for RC Beam-Column Connections. International Journal of Concrete Structures and Materials; Jun 2011; Vol. 5; No. 1; p [15] C. P. PANTALIDES, C. CLYDE, L. D. REAVELEY: Performance-based evaluation of reinforced concrete building exterior joints for seismic excitation. Earthquake Spectra; Aug. 2002; Vol. 18; No. 3; p [16] I. GERGELY, C. P. PANTELIDES, L. D. REAVELEY: Shear Strengthening of RC T-Joints Using CFRP Composites. ASCE Journal of Composite for Construction; May 2000; Vol. 4; No. 2; p [17] A. GHOBARAH, A. SAID: Shear Strengthening of Beam-Column Joints. Engineering Structures; 2002; Vol. 24; p [18] A. GHOBARAH, T. EL-AMOURY: Seismic rehabilitation of beam-column joint using GFRP sheets. Engineering Structures; 2002; Vol. 24; p [19] A. GHOBARAH, T. EL-AMOURY: Seismic Rehabilitation of Deficient Exterior Concrete Frame Joints. ASCE Journal of Composite for Construction; Sep-Oct 2005; Vol. 9(5); p [20] C. P. ANTONOPOULOS, T.C. TRIANTAFILLOU: Experimental Investigation of FRP-Strengthened RC Beam-Column Joints. ASCE Journal of Composite for Construction; Feb. 2003; p [21] A. PROTA, A. NANNI, G. MANFREDI, E. COSENZA: Selective Upgrade of Underdesigned Reinforced Concrete Beam-

11 Column Joints Using Carbon Fiber- Reinforced Polymers. ACI Structural Journal; Sep-Oct 2004; Title n. 101 (S69); No. 2; p [22] G. TSONOS: Effectiveness of CFRPjackets and RC-Jackets in postearthquake and pre-earthquake retrofitting of beam-column sub-assemblages. Engineering Structures; 2008; 30(3); p [23] M. DI LUDOVICO, G. MANFREDI, E. MOLA, P. NEGRO, A. PROTA: Seismic behavior of a full-scale RC structure retrofitted using GFRP laminates. ASCE Journal of Structural Engineering; May 2008; Vol. 134; No. 5; p [24] DPC (Dipartimento di Protezione Civile) e ReLUIS (Rete dei Laboratori Universitari di Ingegneria Sismica): Linee guida per la riparazione e rafforzamento di elementi strutturali, tamponature e partizioni. A cura di M. Dolce e G. Manfredi. Doppiavoce; Dic [25] C. P. ANTONOPOULOS, T. C. TRIANTAFILLOU: Analysis of FRP- Strengthened RC beam-column joints. Journal of Composites for Construction ASCE; Feb. 2002; p [26] U. AKGUZEL, S. PAMPANIN: Assessment and design procedure for the seismic retrofit of reinforced concrete beam-column joints using FRP composite materials. Journal of Composites for Construction ASCE; Jan/Feb. 2012; p [27] R. PARK: Simulated seismic load tests on reinforced concrete elements and structures. 10th World Conference on Earthquake Engineering; 1992; Balkema Rotterdam; p ; ISBN [28] R. PARK: Ductility evaluation from laboratory and analytical testing. 9th World Conference on Earthquake Engineering; 1988; Tokio-Kyoto; Japan; vol. VIII; p [29] CNR (Consiglio Nazionale delle Ricerche): CNR-DT 200/2004: Istruzioni per la Progettazione, l Esecuzione ed il Controllo di Interventi di Consolidamento Statico mediante l utilizzo di Compositi Fibrorinforzati. CNR; Roma 13 Luglio Contatti con gli autori: Alberto Balsamo: albalsam@unina.it Ciro Del Vecchio: ciro.delvecchio@unina.it Marco Di Ludovico: diludovi@unina.it Andrea Prota: aprota@unina.it Gaetano Manfredi: gamanfre@unina.it Mauro Dolce: mauro.dolce@unina.it