Controventi Instabilità Impedita - ReLUIS

Un controvento specialead instabilità impeditaper il consolidamentosismico di edifici in c.a.A special bucklingrestrainedbrace forseismic upgrading of RCbuildingsMario D’Aniello, Gaetano Della Corte,Federico M. MazzolaniIn questa memoria sono presentati i risultati derivanti daprove sperimentali condotte su un edificio reale, in c.a., rinforzatosismicamente con un tipo speciale di controvento adinstabilità impedita (BRB) e sottoposto a forze orizzontali dipiano, cicliche, in campo inelastico.I BRB provati sono dispositivi smontabili, interamente di acciaioe progettati per essere mascherati agevolmente nellacamera d’aria tra le due fodere delle usuali tamponature inlaterizio.Full-scale cyclic inelastic tests performed on a real RC buildingseismically strengthened with a special type of buckling-restrainedbrace (BRB) are presented and discussed.The tested BRBs are special detachable all-steel devices, whichhave been designed to be hidden within the space between thefacing and backing of common masonry infill walls.Parole chiave: controvento, stabilità, consolidamento sismico, duttilità,sperimentazione.1. INTRODUZIONEGli edifici in calcestruzzo armato (c.a.) rappresentano in Italia unatipologia strutturale molto diffusa, con una netta prevalenza delletipologie a telaio. La quasi totalità di queste strutture manifestaevidenti carenze, principalmente dovute alle lacune culturalicontenute nelle precedenti normative tecniche per le costruzioniin zona sismica. Tali considerazioni sono state drammaticamenterese evidenti dagli eventi sismici italiani più significativi, ad esempioil terremoto Campano-Lucano del 1980. In aggiunta, la recentenuova zonazione sismica del territorio ha esaltato il problema inquanto ha classificato sismiche zone che non lo erano, oppure haincrementato l’intensità sismica di altre.L’uso dei sistemi di dissipazione energetica per il controllo della rispostasismica delle strutture attraverso la protezione passiva costituisceun valido sistema per fare fronte a tali problematiche. Lastrategia di protezione sismica basata sul principio di dissipazionesupplementare dell’energia in ingresso ha recentemente condottoalla definizione di molteplici sistemi atti a costituire i principali nucleismorzanti all’interno della struttura. L’energia fornita dal sismaalla struttura viene in gran parte assorbita dai dissipatori, con conseguentesignificativa riduzione delle sollecitazioni e degli spostamentirichiesti alla struttura principale. Tra i sistemi studiati in letteratura,i controventi ad instabilità impedita o BRB (acronimo dell’ingleseBuckling-Restrained Brace) consentono di calibrare l’intervento diconsolidamento, in virtù della possibilità di disaccoppiare i tre parametrichiave di progetto: resistenza, rigidezza, duttilità (capacitàdi assorbimento di energia). In particolare, rispetto ai controventiconcentrici classici (per i quali, essendo normalmente fissa la lucedella diagonale, la rigidezza assiale e la resistenza sono entrambefissate dalla scelta della sezione trasversale) i BRB consentono unamaggiore flessibilità progettuale, perché permettono una scelta indipendentedi rigidezza e resistenza. Inoltre, con i BRB è stato risoltobrillantemente il problema dell’instabilità in compressione dei controventi,instabilità che comporta una ridotta capacità del sistemaconcentrico classico in termini di assorbimento di energia sismica.In questo lavoro sono sintetizzati i risultati di due prove sperimentalidi spinta condotte su un edificio in c.a. consolidato sismicamentecon due diversi prototipi di controvento ad instabilitàimpedita (nel seguito indicati con la dizione prototipo “A” e “B”,rispettivamente). A differenza dei tipi più comunemente studiatiin letteratura e diffusi in commercio, i prototipi realizzati sono interamentedi acciaio e smontabili. Questa scelta tipologica derivadall’indubbio vantaggio di una soluzione a secco interamente metallica,in termini di leggerezza e coseguente maggiore semplicitàdi montaggio. In aggiunta, i sistemi progettati e sperimentati sonocaratterizzati dalla peculiarità di potere essere mascherati all’internodella camera d’aria delle tamponature in muratura usualmenteimpiegate negli edifici esistenti in c.a. realizzati nella seconda metàdel secolo scorso.2. CONTROVENTI AD INSTABILITÀ IMPEDITA2.1 GeneralitàI primi prototipi di controventi ad instabilità impedita sono statiRICERCA1 COSTRUZIONI METALLICHE GEN FEB 09 47

e la lunghezza delle tre parti che costituisconol’asta di controvento, è possibileselezionare la rigidezza e la resistenza deldispositivo.La rigidezza è esprimibile attraverso la seguenteEquazione (1) (Tsai & Huang 2002,Lin et al., 2004):1EAj Ac AtK e = =1 A j A t L c + 2 A c A t L j + 2 A c A j L tΣk i(1)Figura 1. Schemi tipologici di un controvento ad instabilità impeditastudiati nei primi anni ‘80 in Giappone (Watanabeet al., 1988) e implementati sempre taggio in opera del controvento a scopomenti bullonati che consentano lo smon-in Giappone fin dal 1988 in circa 200 edifici di manutenzione e/o identificazione del(Wada & Nakashima, 2004). La tecnologia è danno in seguito ad un terremoto (Tsai etstata poi trasferita negli Stati Uniti intorno al., 2004, Della Corte et al., 2005, D’Anielloal 1998 (Clark et al., 1999). In seguito alle et al., 2006, 2007a,b, 2008, Mazzolani, 2006,sperimentazioni condotte nel 1999 pressol’Università della California a Berkeley acciaio presenta un peso minore e, quin-2008). Inoltre, la soluzione interamente di(Black et al., 2002), la tecnologia è stata implementataanche negli Stati Uniti intorno insieme a costi unitari più contenuti delladi, una maggiore facilità di posa in operaall’anno 2000, con l’applicazione agli edifici soluzione “unbonded”.dell’Università della California presso Davis. Lo schema tipico di un BRB è riportato inNegli U.S.A. si registrano applicazioni anche Fig. 1, in cui è possibile distinguere l’asta dinel campo del consolidamento sismico di controvento, che ha il compito di resisterealle azioni esterne, ed il manicotto, chestrutture in c.a., come testimonia il caso delWallace F. Bennett Federal Building presso funge da ritegno laterale contro l’instabilitàSalt Lake City (Brown et al., 2001).del controvento. Quest’ultimo è, in genere,I controventi ad instabilità impedita si realizzanovincolando contro l’instabilità dei • la parte A, che è il cuore del BRB, destinatacostituito da tre parti:piatti metallici, la cui sezione viene dimensionatain modo da consentirne la plasticiz-resistenza e la duttilità;alla plasticizzazione, definisce la soglia dizazione e, quindi, l’azione dissipativa. Il vincolocontro l’instabilità è talvolta costituito dezza assiale ed irrigidisce flessionalmente• la parte B, di transizione, influenza la rigi-da tubi riempiti di calcestruzzo o malta di il controvento verso le zone terminali;cemento; in tal caso, le superfici di interfacciavengono opportunamente trattate menti, influenza la rigidezza elastica del• la parte C, in cui sono disposti i collega-con una stesa di materiale antiaderente (da controvento.cui la dizione anglosassone “unbonded”), inmodo da consentire le deformazioni assialidei piatti di acciaio. Sono state proposte vento2.2 Rigidezza e resistenza del contro-anche varianti tutte in acciaio, con collega-Scegliendo opportunamente la sezioneL’ Equazione (1) esplicita la rigidezza assialedel dispositivo derivante da un sistema ditre rigidezze in serie. L c, L j, L tsono rispettivamentele lunghezze del cuore, della zonadi transizione e del tratto terminale di collegamento,mentre A c, A je A tcostituiscono learee delle rispettive sezioni trasversali.Il massimo sforzo assiale che il BRB è ingrado di sviluppare è dato dalla seguenteespressione (Tsai et al., 2004):N max= Ω · Ω h· β · N y(2)dove N y= A cf yè la resistenza nominale delcuore del BRB, mentre Ω e Ω hportano inconto rispettivamente la possibile sovraresistenzadel materiale ed il contributodell’incrudimento dell’acciaio. Il fattore βtiene conto dell’incremento di resistenzain compressione dovuto all’attrito tra l’astadi controvento ed il manicotto. Infatti,l’attrito comporta un picco di resistenzain compressione lievemente maggiore diquello in trazione, perché il controventosubisce dilatazioni della sezione trasversalequando è compresso e contrazioniquando è teso.2.3 Il progetto del manicottoLa resistenza all’instabilità laterale del BRB èstrettamente connessa alla rigidezza lateraledel manicotto. In particolare, il manicottonon deve essere soggetto a sforzo assiale,ma deve garantire una rigidezza lateraleminima che può essere definita attraversoil criterio di stabilità suggerito da Watanabeet al. (1988):481 COSTRUZIONI METALLICHE GEN FEB 09

N E≥ α > 1(3)N ydove N Eè il carico critico del manicotto,mentre N yè lo sforzo normale plastico delcuore.Poiché il dispositivo deve funzionare inmodo stabile fino al raggiungimento delmassimo sforzo assiale trasmissibile, Watanabeet al. (1988) suggeriscono di assumereun incremento della resistenza acompressione della diagonale rispetto a N ydi circa il 30%. Conseguentemente, introducendoun coefficiente di sicurezza al numeratoredell’Eq. (3) il criterio si specializzacome segue:0.9 N EN≥E1 ≥ 1.51.3 N yN y(4)In alternativa, coerentemente con la filosofiadi progetto secondo gerarchia delleresistenze, il criterio di stabilità può essereespresso confrontando il carico criticoeuleriano del manicotto con il massimosforzo assiale che il BRB è in grado di sviluppare,quest’ultimo valutato secondol’Equazione (2):N EN max≥γ(5)dove γ è un coefficiente parziale di sicurezza,ovviamente maggiore dell’unità.Un aspetto importante da curare per prevenirel’instabilità del manicotto e permetterela piena plasticizzazione del cuore delBRB riguarda le parti d’estremità di questidispositivi. Queste ultime, infatti, devonoessere progettate per non trasferire sforzial manicotto. Affinché questo obiettivo siaraggiunto, è necessario garantire adeguatimargini di spazio agli estremi tra il manicottoe gli estremi dell’asta di controvento (Fig.1). Questo accorgimento si rende necessarioperché l’asta interna, portando il caricoassiale, subisce deformazioni inelastiche dielongazione e di compressione, mentre ilmanicotto rimane di lunghezza invariata. Ina) b)Figura 2. configurazione deformata finale del cuore e relative forze T (a); equilibrio alla rotazione dellasemionda della deformata del cuore (b)aggiunta, sempre per evitare che lo sforzoassiale si trasmetta al manicotto (vanificandoneil ruolo stabilizzante), è necessarioseparare anche longitudinalmente l’astadi controvento dal manicotto, in modo dagarantire la dilatazione trasversale del controventocompresso e minimizzare l’attrito.Pertanto, si deve predisporre una riservadi spazio in senso longitudinale tra l’astadi controvento e il manicotto (Fig. 1), sufficientea garantire il libero scorrimento tra idue, ma tale da garantire un adeguato vincololaterale. L’entità di tale riserva di spaziopuò variare (a seconda della tipologia dellasezione del cuore plastico del BRB) tra 0.7e 3.5 mm.Al soddisfacimento del criterio di stabilitàglobale espresso dall’Eq. (5) si deve affiancareanche la verifica di resistenza localedelle parti che costituiscono il manicotto.Infatti, in conseguenza dello spazio liberoche occorre lasciare tra cuore e manicotto,la deformata finale del cuore è caratterizzatada onde (deformata “a fisarmonica”) (Fig.2a). Tale meccanismo comporta lo sviluppodi forze localizzate T agenti al contattodelle onde del cuore compresso con il manicotto.Il valore della forza T può essere stimatoimponendo l’equilibrio alla rotazione deltratto di semionda instabile, come illustratoin Fig. 2b, ovvero attraverso la seguenterelazione:T =N max· δ n· 2l n= Nmax · tgα ndove N maxè il massimo sforzo assiale trasmessodal cuore, δ nè lo spazio complessivotra il cuore ed il manicotto, mentre l nè la lunghezza d’onda in campo plastico(6)del cuore. Quest’ultima è ottenibile imponendola condizione di uguaglianza tra ilcarico critico di ordine superiore del cuoree il valore dello sforzo assiale plastico delcuore. Infatti, il numero n di onde relativeal modo critico attivato in corrispondenzadella plasticizzazione del cuore si può calcolarecon la seguente relazione:2L c · Nmaxn = (7)π 2 EL cdove L cè la lunghezza del cuore del controvento,mentre I cè il momento minimod’inerzia della sua sezione trasversale. Pertanto,detta (l n= L c/n) la lunghezza d’ondain campo elastico, assumendo che non simodifichi il numero di onde del modo criticoattivato, la lunghezza d’onda in campoplastico (l’ n), è data dalla seguente Equazione(8):L cL c1 − εn lpcnεpcn nl’= − =( ) (8)in cui il numeratore rappresenta la lunghezzafinale del cuore deformato plasticamente.La deformazione unitaria plasticadel cuore ε pcrappresenta un parametro diprogetto, funzione della massima deformazioneassiale richiesta al controvento.2.4 Il progetto delle zone terminaliLe zone terminali devono essere progettateper impedire modi instabili locali/distorsionalidel sistema. Watanabe et al. (1988),nonché Tsai et al. (2004) raccomandano diapplicare il seguente criterio di stabilità peril progetto della sezione terminale delladiagonale:1 COSTRUZIONI METALLICHE GEN FEB 09 49

seguito si fornisce un esempio costruttivodi questo dettaglio.a) b)Figura 3. Edificio oggetto di indagine sperimentale: vista esterna (a); vista interna (b)π 2EINE,transE,trans= ≥Nmax(9)( KL b) 2N maxè fornito dall’ Eq. (2), EI transè la rigidezzaflessionale della parte terminale del piattoposta all’esterno del manicotto e KL bla lunghezzadi libera inflessione. K è di solito assuntapari a 1 ed L bè due volte la lunghezzamisurata dal nodo teorico della diagonalefino all’inizio del manicotto.Nel caso di BRB smontabili, un ulterioreaspetto da portare in conto è la progettazionedei collegamenti tra le parti costituentiil manicotto. Nel caso speciale deiBRB smontabili, in genere, si realizzanocollegamenti bullonati che possono esserecontinui oppure equidistanziati. E’ statodimostrato, usando la teoria della stabilitàelastica (Timoshenko e Gere, 1961), che laresistenza (N req) e la rigidezza (β id) richiesteal collegamento possono essere espresseattraverso le seguenti espressioni (Tsai etal., 2004):3 ⎛N max⎞ ⎛ B ·ƒ ⎞yNreq= ⎜ - N cr ⎟ · ⎜ + e ⎟ (10)L tube ⎝ 2 ⎠ ⎝ E ⎠9 ⎛N max⎞ ⎛ E· e ⎞β id= ⎜ - N cr⎟· ⎜ 1 + ⎟ (11)2L tube ⎝ 2 ⎠ ⎝ B·ƒ y ⎠dove L tubeè la lunghezza di libera inflessionedel tubo, N maxè la massima forza assiale sviluppatadal BRB (Eq. (2)), N crè il carico criticoeccentrico del singolo tubo (Timoshenko eGere, 1961), B è la larghezza del lato cortodel manicotto, E è il modulo di Young, e èl’eccentricità del carico assiale misurata rispettoall’asse neutro del singolo tubo.2.5 Il progetto dei collegamentiUn altro importante aspetto nella progettazionedei BRB per il consolidamentosismico delle strutture in c.a. è la correttaconcezione dei collegamenti delle diagonalialla struttura in c.a. In letteratura esistonostudi sperimentali sul comportamentodi tali collegamenti. In particolare, Maherie Sahebi (1997) hanno studiato e provatosperimentalmente diverse tipologie dicollegamento ed hanno concluso che lasoluzione più efficiente è quella in cui ilcollegamento è costituito da una piastranodale saldata ai piatti di collegamentoche sono ancorati con barre diritte cheattraversano l’intera membratura per poiessere bloccate con dadi e piastre sul latoposteriore dell’elemento in c.a.. L’evidenzasperimentale dimostra che la risposta dellapiastra nodale e dei piatti di collegamentoè di tipo lineare fino allo snervamento delcontrovento e non si verificano segni di cedimentonei vari elementi del collegamento,fino alla rottura del controvento.2.6 Ulteriori dettagli costruttiviPer consentire un accorciamento simmetricodelle due estremità del BRB, in generesi dispone un elemento (detto “stopper”) inmezzeria dell’asta di controvento, così dacentrare il cuore rispetto al manicotto. Nel3. ATTIVITÀ SPERIMENTALE3.1 GeneralitàLa quasi totalità degli studi sperimentali esistentisi riferisce a prove di laboratorio. Nelcaso di strutture in c.a. questi studi presentanouna serie di limitazioni, quali la difficoltàdi riprodurre correttamente le condizioni alcontorno e di tenere in conto l’effetto scala,come pure di introdurre le imperfezionistrutturali reali (ad es. tolleranze costruttive,cattiva esecuzione, corrosione delle barred’armatura e/o degrado del calcestruzzo).Per queste ragioni, la possibilità di eseguireprove sperimentali al collasso su struttureesistenti è da considerarsi un’opportunitàpreziosa. Il lavoro di ricerca oggetto diquesta memoria si avvale di un’ampia sperimentazione“al vero”, condotta su una seriedi strutture esistenti (progetto “ILVA-IDEM”,acronimo inglese di “ILVA-Intelligent DEMolition”,Mazzolani (2006)). Le prove descrittein questa memoria si riferiscono ad uno degliedifici in c.a. disponibili nell’area dell’excomplessoindustriale ILVA di Bagnoli (Napoli).L’edificio, destinato alla demolizionea seguito dei lavori di bonifica dell’area industriale,è stato incluso all’interno del progettoPROHITECH (earthquake PROtectionof HIstorical buildings by reversible mixedTECHnologies), un progetto di ricerca internazionaledi ampio respiro avente la finalitàdi analizzare e sviluppare metodi e tecnologieper la protezione sismica di strutture convalenza storica e/o monumentale.3.2 Descrizione dell’ edificio in c.a.L’edificio impiegato in questa sperimentazioneè stato costruito agli inizi degli anni’80 del secolo scorso ed è stato progettatoper resistere prevalentemente ai carichi gravitazionali(Fig. 3). La struttura è costituita datelai in c.a. con tamponature di perimetroe tramezzi in blocchi forati aderenti a travie pilastri. Pertanto, si tratta di un caso rappresentativodi larga parte degli edifici in c.a.costruiti in Italia a partire dagli anni ’60.501 COSTRUZIONI METALLICHE GEN FEB 09

La geometria strutturale è stata ricavata sullabase dei rilievi eseguiti in sito, che hannosostanzialmente confermato quanto riportatodai disegni costruttivi originali dell’epoca(Fig. 4). In particolare, tutte le travi hannouna sezione rettangolare 20 cm x 60 cmcon eccezione della trave interna in direzionetrasversale che ha sezione 25 cm x 60cm. Al secondo piano tutte le travi hannosezione rettangolare 15 cm x 60 cm. Tuttele colonne hanno sezione quadrata 30 cmx 30 cm, armate con dodici barre longitudinali,ad aderenza migliorata (con diametro12 mm) uniformemente distribuite lungoil perimetro della sezione trasversale e constaffe Φ 8 con passo 20 cm. Gli interpianimisurano 4.60 m e 4.35 m, rispettivamenteal primo ed al secondo impalcato. I dettaglicostruttivi sono coerenti con le indicazionicontenute nelle normative nazionali, nonsismiche, del passato. Infatti, si è riscontratoche le staffe sono disposte in mododiscontinuo e molto spaziato sia nelle traviche nelle colonne, senza, peraltro, essere ripiegateall’interno della sezione trasversaledella membratura. In aggiunta, le armaturelongitudinali non presentano adeguatoancoraggio, i nodi non sono confinati e leriprese di getto denotano una scarsa curadel dettaglio costruttivo e tecnologico.Infine, le tramezzature sono realizzate conblocchi di calcestruzzo alleggerito (lapil-cemento)di 10 cm di spessore, mentre quelleperimetrali sono in doppia fodera con il paramentointerno in blocchi di lapilcementoe quello esterno di mattoni semipieni.L’edificio è stato inizialmente sottopostoa prova di carico laterale nelle condizionioriginarie. In seguito, è stato parzialmenteriparato, le tamponature sono state rinforzatecon materiali compositi fibrorinforzatied è stata eseguita una seconda serie diprove di carico orizzontale. In particolare,il fabbricato è stato spinto nella direzionedel lato corto (dir. Y in Fig. 4a) producendodanni consistenti agli elementi secondari(tamponature e tramezzi) ed a quelli strutturali(colonne e struttura della scala) finoalla formazione di un chiaro meccanismoa) b)Figura 4. Posizione e configurazione dei controventia) b)Figura 5. Apparato di prova: vista lato Ovest (a); teodolite digitale Zeiss e posizione dei prismi (b)di piano al primo livello. Maggiori informazionirelative a queste due prove sono pio effetto (Fig. 5a). La forza esercitata daimontato un sistema di sei martinetti a dop-riportate in Della Corte et al. (2008). Successivamente,dopo essere stato parzialmencatiin modo da applicare alla struttura unamartinetti è stata distribuita sui due impalteriparato per la seconda volta, sono stati distribuzione triangolare di forze laterali.applicati i controventi ed eseguite le prove I martinetti idraulici impiegati hanno unadiscusse in questo lavoro.capacità di 496 kN in compressione e 264Le diagonali di controvento sono state kN in trazione, con una capacità di spostamentodi +/-30 cm.posizionate nella struttura al primo livellolungo il perimetro del fabbricato nella direzionedi prova (come indicato nella Fig. 4a di un teodolite digitale Zeiss-Trimble S10Gli spostamenti sono stati misurati a mezzodalle linee tratteggiate). La configurazione con letture su sei prismi riflettenti dispostidelle diagonali (indicata in Fig. 4b) è stata a livello di impalcato (Fig. 5b). La strutturascelta per evitare un aggravio di sforzo normalenelle colonne, in quanto, da un lato, le fino all’appalesarsi di un chiaro meccani-è stata sottoposta a storie di carico ciclichediagonali scaricano direttamente sulla fondazione,mentre dall’altro le componentismo di collasso.verticali delle loro reazioni si annullano 3.4 Criteri generali di dimensionamentoreciprocamente, per cui il pilastro centrale e requisiti progettuali dei controventirisulta sollecitato dai soli carichi verticali. sperimentatiIl sistema di controvento è stato progettato3.3 Descrizione dell’apparato di prova al fine di aumentare resistenza, rigidezza eL’apparato di prova è illustrato in Fig. 5, capacità dissipativa della struttura. In particolare,la resistenza e la rigidezza dei di-la quale mostra una struttura di contrastorealizzata in acciaio sulla quale è stato spositivi è stata selezionata attraverso una1 COSTRUZIONI METALLICHE GEN FEB 09 51

di fornire un adeguato momento di inerziaalla sezione trasversale del manicotto,il quale deve possedere un carico criticoeuleriano maggiore del massimo sforzoassiale trasmissibile dal dispositivo (Eq. (5))ed essere sufficientemente resistente alleazioni trasversali localizzate indotte dalcuore plasticizzato (Eq. (6)).I dettagli costruttivi dei prototipi sperimentatisono descritti nei paragrafi successivi.Figura 6. Geometria del prototipo “A”a) b) c) d)Figura 7. Il controvento inserito all’interno della camera d’aria delle tamponature perimetralipiano (AISC, 2005). In aggiunta, il manicottoè stato progettato per contrastare le ondedel cuore fino a deformazioni assiali corrispondentia 2 volte lo spostamento d’interpianodi progetto. In tal modo il dispositivogarantisce il funzionamento anche pera)terremoti di intensità superiore a quella dib) c)progetto. Questo criterio soddisfa anche leraccomandazioni AISC (2005).In definitiva, a valle del procedimento diprogetto, le sezioni rettangolari dei piatti internidelle diagonali sono risultati pari a 63mm x 10 mm per i controventi più lunghiFigura 8. Dettagli costruttivi del dispositivo e 67 mm x 10 mm per quelli più corti. Perquanto concerne la rigidezza, noto il valoreprocedura di dimensionamento basatasull’utilizzo delle curve di capacità (Chopra,2004) nel piano accelerazione spettrale– spostamento spettrale. Il criterio fondamentaleper il progetto è stato quello digarantire per la struttura rinforzata, in corrispondenzadi un terremoto con periodo diritorno di 475 anni, uno spostamento relativodi interpiano (“interstory drift ratio”) pariall’1% della corrispondente altezza d’inter-minimo da garantire, è stato possibile proporzionarele parti rastremate dell’asta dicontrovento in accordo alla Equazione (1).Una volta definite le dimensioni delle sezionitrasversali dei controventi, è statopossibile progettare il manicotto. Il progettoè stato condizionato dall’obiettivo di nascondereil dispositivo all’interno della camerad’aria delle tamponature perimetrali.Questo obiettivo si scontra con la necessità3.5 Prototipo “A”: dettagli progettuali erisultati sperimentaliLa concezione del prototipo “A”, la cui geometriaè sintetizzata in Fig. 6, è una naturaleevoluzione dei sistemi precedentementestudiati e sviluppati nell’ambito del progettoILVA-IDEM (Mazzolani 2006). Come isuoi precursori, infatti, il nuovo dispositivoè stato progettato per essere smontabile,ma rispetto a questi, si riscontrano differenzenella concezione del manicotto. Infatti,se in precedenza sono stati adottati duetubi rettangolari di acciaio collegati da cravattediscontinue bullonate (Della Corte etal., 2005, D’Aniello et al., 2006, Mazzolani,2006, 2008), in questo prototipo, invece,sono stati utilizzati due elementi in composizionesaldata di forma ad omega condue guide longitudinali, in grado di fornireun adeguato vincolo flessionale al controvento.In questo modo l’ingombro della sezionetrasversale si è ridotto notevolmente(da 130 mm a 94 mm), così da permetteredi mascherare le diagonali nell’intercapedinedelle tamponature in doppia fodera(Fig. 7).Il manicotto è stato progettato con un rapportotra il suo carico critico (N E) e lo sforzonormale plastico del cuore (Ny) pari a 2.06,ovvero con un rapporto tra N Eed N maxpari a1.30 (Eq. (5)). In aggiunta, l’asta di controventoè stata sagomata in modo da garantire unrapporto tra la lunghezza del tratto internoche plasticizza (L c) e la lunghezza totale deldispositivo (L) di circa 0.40 (Fig. 6). Infine, si èscelta una riserva di spazio tra il cuore ed ilmanicotto di 1 mm per lato (Fig. 6).La Figura 8 mostra alcuni dettagli costruttivi521 COSTRUZIONI METALLICHE GEN FEB 09

del dispositivo: il margine di spazio all’estremitàdel cuore (Fig. 8a), necessario per permetterel’accorciamento del controventorispetto al manicotto; lo “stopper” (par. 2.6)realizzato con due barrotti a sezione rettangolaresaldati al cuore (Fig. 8b) e alloggiatiin incavi predisposti al centro del manicotto(Fig. 8c).La Figura 9 mostra i collegamenti alla strutturain c.a., realizzati a mezzo di una piastranodale saldata ai piatti di collegamento chesono stati ancorati con barre diritte che attraversanol’intera membratura per poi esserebloccate con dadi a contro-piastre sullato posteriore dell’elemento in c.a.. Questasoluzione si è dimostrata affidabile e sempliceda porre in opera.La sperimentazione ha evidenziato che il dispositivoha funzionato in modo soddisfacentefino ad un valore dello spostamentorelativo d’interpiano pari a 1.25% dell’altezzadi interpiano, come si evince dalla Fig. 10a(dove è riportata la curva di risposta ciclicain termini di spostamento relativo d’interpiano“θ” espresso in percentuale dell’altezzad’interpiano e taglio alla base “V b”). A talelivello di spostamento è sopraggiunto unfenomeno di instabilità locale-distorsionale,concentrato nelle zone terminali del controventonon confinato dal manicotto.Ad ogni modo, come riportato in Fig.10b, la struttura rinforzata ha evidenziatouna buona duttilità globale (μ=θ b/θ y=1.25%/0.18%=6.94 dove θ bè il massimo“interstorey drift” corrispondente allediagonali perfettamente efficienti, mentreθ yè il valore dell’“interstorey drift” corrispondentealla plasticizzazione dei dispositivi).A tale soglia di spostamento corrispondeuna deformazione media del cuore del dispositivopari a circa 1.63%. Tale valore, invirtù della schematizzazione del dispositivocome un sistema di elementi in serie, èstato calcolato attraverso la seguente relazione:δ cosαKεeqcore = · (12)L cK corea)Figura 9. Dettagli dei collegamenti con la struttura in c.a.dove δ è il massimo spostamento relativodi piano, α è l’inclinazione del controventorispetto all’orizzontale, L cè la lunghezza delcuore, K eqè la rigidezza assiale equivalentedel BRB e K coreè la rigidezza assiale del cuore.La Fig. 11 riassume il danneggiamento deldispositivo durante la prova sperimentale.La Fig. 11a mostra l’allungamento in trazionedel controvento. La Fig. 11b mostra il collassodelle tamponature causato dall’instabilitàlocale-distorsionale delle parti terminali,non vincolate, dell’asta di controvento. LeFigg. 11c,d illustrano le parti collassate deldispositivo nella loro configurazione deformatadopo l’insorgenza del fenomeno instabile,evidenziando la crisi delle saldaturetra i piatti di irrigidimento ed il piatto internorastremato. La Fig. 11e evidenzia la formazionedelle linee di Lüder inclinate a 45° chetestimoniano lo snervamento dell’acciaioche costituisce i piatti del cuore, i quali sonorimasti rettilinei, senza esibire l’effetto “fisarmonica”ovvero la formazione di onde delcuore. A seguito di ciò, si è potuto constatareche il manicotto non ha subito alcun danno,rimanendo perfettamente intatto (Fig. 11f ).In definitiva, l’analisi a posteriori dei risultatisperimentali ha posto in luce che l’inattesomeccanismo instabile è scaturito da unasinergia di cause concomitanti: (i) il valoredella tensione di snervamento dell’acciaiodel cuore più grande di quanto imposto aprogetto; (ii) l’impropria realizzazione dellesaldature degli irrigidimenti nelle zoneterminali non vincolate del controvento. Inaggiunta, una ulteriore difformità rispettoal progetto iniziale si è riscontrata a seguitodello smontaggio dei dispositivi dopo lab)a)b)Figura 10. Curve di risposta della strutturarinforzata con il prototipo “A”prova: lo spazio misurato tra il piatto internoed il manicotto è stato inferiore (0.5 mm perlato del cuore) rispetto a quello di progetto(1 mm per lato del cuore).3.6 Prototipo “B”: dettagli progettuali erisultati sperimentaliIl dispositivo tipo “B” è stato concepito modificandoalcuni dettagli progettuali adottatiper il prototipo “A”, come si evince dal confrontotra la Fig. 6 e la Fig. 12. La principaledistinzione consiste nella diversa lunghezzadelle parti non vincolate dei piatti interni. Iltipo “B” ha, infatti, una “corsa” disponibile paria 50 mm ad entrambe le estremità, mentreper il tipo “A” erano stati previsti 180 mm.1 COSTRUZIONI METALLICHE GEN FEB 09 53

la lunghezza delle parti non vincolate dellezone terminali. Ciò si è reso possibile in ragionedel fatto che il manicotto non avevasubito alcun danno durante la precedentesperimentazione (Fig. 11f ). Inoltre, lo spaziotra il cuore ed il manicotto è stato aumentato,passando da 1 mm per lato (nel tipo “A”)a 2 mm per lato (nel tipo “B”). I risultati sperimentali(Fig. 13a,b) hanno posto in luce cheil BRB tipo “B” ha mostrato una soddisfacenteprestazione sismica, con cicli di isteresi stabilie simmetrici nell’intervallo degli spostamentidi progetto.Il comportamento dei dispositivi sperimentatipuò essere descritto, qualitativamente,suddividendolo in tre fasi:Fase 1: Il dispositivo esibisce una rispostastabile e simmetrica; il cuore subisce deformazionielasto-plastiche di trazione/compressionepermesse dalle tolleranze di spostamentorelativo al manicotto; il manicottonon presenta alcun segno di deformazione.Fase 2: Il manicotto esibisce deformazionilocalizzate dovute alle forze T descritte alpar. 1.1 (Fig. 2).Fase 3: Raggiunto il “fine corsa” previsto, ilmanicotto è sottoposto a forza assiale dicompressione; la conseguenza di questaazione può essere l’instabilità globale deldispositivo, ovvero un marcato incrementodelle deformazioni locali esibite in fase2 (Fig. 14c,d).In generale, la fase 2 potrebbe non essereesibita in relazione all’entità del gioco internotra cuore e manicotto (che influenzadirettamente il valore delle forze T, par. 2.3),nonché alla resistenza locale delle piastrecostituenti il manicotto. Qualora la fase 2 siapresente, allora in fase 3 il dispositivo esibiscel’incremento locale delle deformazioni plastichedel manicotto citate in precedenza (Fig.14c,d,e). In particolare, questo fenomeno èstato riscontrato, soltanto per tre dispositivisui quattro investigati, a partire da un valoredello spostamento relativo d’interpianointorno all’1.88% dell’altezza d’interpiano.Qualora, invece, la fase 2 sia assente, in fase 3il dispositivo esibisce l’instabilità globale (Fig.14f ). Quanto detto è supportato dall’osservaa)b)c) d)e) f)Figura 11. Danni evidenziati dal prototipo “A”: allungamento plastico (a); collasso delle tamponature(b); instabilità locale (c, d); linee di Lüder a riprova dello snervamento del cuore rimasto piano (e); ilmanicotto aperto dopo la prova si presenta perfettamente intatto (f)Figura 12. Geometria del prototipo “B”Questo ha condotto ad un valore del rapportoL c/L, pari a 0.33, minore del valore 0.40relativo al prototipo “A”. Inoltre, per semplificarel’esecuzione delle saldature, sono statimodificati i dettagli degli irrigidimenti dellezone terminali del controvento. E’ utile edimportante precisare che i manicotti utilizzatiper la seconda prova (prototipo “B”) sonostati gli stessi già utilizzati durante la primaprova (prototipo“A”), introducendo solo unapiccola modifica consistente nel prolungamentodei manicotti necessario per ridurre541 COSTRUZIONI METALLICHE GEN FEB 09

zione e misura a posteriori dell’entità del giocointerno cuore-manicotto nei dispositivisperimentati. Infatti, nel caso del dispositivoche ha esibito l’instabilità globale (Fig. 14f ) èrisultato un valore di tale gioco pari a menodi 1 mm per lato, inferiore al valore di progettopari a 2 mm per lato, valore quest’ultimoconfermato per gli altri tre dispositivi. Infine,smontando i dispositivi, si è riscontrata la tipicadeformata “a fisarmonica” del cuore (Fig.14g). Il valore della forza T è stato stimatoattraverso l’Eq. (6) nell’ordine del 2.5% dellosforzo assiale del BRB. Il numero di onde delcuore, valutato con l’Eq. (7), è stato sostanzialmenteconfermato dall’evidenza sperimentaleper tutti e quattro i dispositivi provati deltipo “B”. Infatti, a fronte di un numero calcolatopari a 10 onde, se ne sono riscontrate 10 inuno e 11 negli altri tre.3.7 Confronto dei risultati relativi ai dueprototipi sperimentatiEntrambi i prototipi oggetto della sperimentazioneriassunta in questa memoriahanno consentito di migliorare notevolmentela capacità sismica della strutturain c.a. in cui sono sono stati inseriti. Tale risultatoè chiaramente illustrato in Fig. 15a,dove le curve di inviluppo della rispostaesibita dalle strutture equipaggiate con idue prototipi studiati sono state confrontatecon la curva di risposta teorica dellastruttura in c.a. non controventata.Le ordinate dei grafici in Fig. 15 rappresentanoil rapporto tra la forza misurata (V b) ela resistenza plastica teorica calcolata per lasola struttura in c.a. (V RC). Da tale raffrontoemerge che, sebbene la rigidezza inizialefornita alla struttura rinforzata sia sostanzialmentela stessa per i due sistemi, nellaprima prova (prototipo “A”), si è manifestatoun significativo incremento di resistenzalaterale (circa 2.2 volte al picco). Questo fenomenoè da ascrivere principalmente allaqualità del materiale impiegato per realizzarei piatti interni del dispositivo (paragrafo3.5). Il prototipo “B” ha mostrato una rispostasoddisfacente, rispettando le finalità progettualie comportandosi come un fusibilestrutturale tale da fornire alla struttura unsostanziale incremento di rigidezza (circa11 volte maggiore di quella iniziale) senzaincidere eccessivamente sulla resistenza.In definitiva, il confronto della risposta dellastruttura equipaggiata con i due prototipi(Fig. 15b) sottolinea le differenze prestazionalidei due diversi prototipi. Il prototipo “A”ha esibito un prematuro inatteso fenomenodi instabilità distorsionale, le cui cause sonostate discusse nell’articolo. Ovviamente,eccedendo i limiti della capacità di spostamentodel dispositivo, anche per il sistematipo “B” si è riscontrata l’insorgenza di meccanismiche ne hanno esaurito la capacitàdi funzionamento. Questo aspetto è chiaramentedovuto al fatto che i BRB sono dispoa)b)Figura 13. Curve di risposta della strutturarinforzata con il prototipo “B”sitivi di dissipazione aggiuntiva che vannoprogettatti per rispondere in modo stabilesoltanto entro un intervallo di spostamentiscelto per essere compatibile con la domandasismica della struttura da consolidare.4. CONCLUSIONIL’attività di ricerca riassunta in questa memoriaè stata finalizzata allo studio sperimentaledi un sistema innovativo dicontrovento ad instabilità impedita intera-a) b) c) d) e) f)g)Figura 14. Danni evidenziati dal prototipo “A”: allungamento/accorciamento plastico (a,b); deformazione plastica dei piatti costituenti il ritegno trasversale(c, d, e); instabilità globale (f); cuore del BRB a fine prova (g)1 COSTRUZIONI METALLICHE GEN FEB 09 55

a)b)Figura 15. Confronto sperimentale: curve diinviluppo normalizzate (a); risposta ciclica (b)mente in acciaio e smontabile per il consolidamentosismico di strutture esistentiin c.a.. Il dispositivo è stato concepito perarrecare il minimo disturbo alla funzionalitàe all’estetica della costruzione, con lapossibilità di mascherare le diagonali nellatamponatura perimetrale. La sperimentazioneha evidenziato, in modo particolareper il prototipo “B”, un’eccellente rispostaglobale, garantendo rigidezza, resistenza ecapacità dissipativa (duttilità).Dr. ing. Mario D’Aniello,mdaniel@unina.itDr. ing. Gaetano Della Corte,gdellaco@unina.itProf. dr. ing. Federico M. Mazzolani,fmm@unina.itUniversità di Napoli “Federico II”,Dipartimento di Ingegneria StrutturaleRingraziamentiL’attività di ricerca sperimentalesintetizzata in questa nota è stata possibilegrazie al contributo finanziario ottenutocon i seguenti progetti di ricerca:1. il progetto RELUIS – Linea 5 “Sviluppodi approcci innovativi per il progetto distrutture in acciaio e e composte acciaiocalcestruzzo”,finanziato dalla ProtezioneCivile;2. il progetto PRIN 2005-2007 “Controventispeciali di acciaio con disaccoppiamentodei parametri di progetto”, finanziato dalMIUR;3. il progetto PROHITECH (earthquakePROtection of HIstorical buildings byreversible mixed TECHnologies), finanziatodalla Comunità Europea (grant No. INCO-CT-2002-509119).BIBLIOGRAFIA• American Institute of Steel Construction, Inc.(AISC) (2005). “Seismic provisions for structural steelbuildings”. Standard ANSI/AISC 341-05. 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