Intervento di adeguamento sismico con controventi dissipativi – Edificio scolastico G. Leopardi – Apollosa (BN)

  • Home
  • Portfolio
  • Intervento di adeguamento sismico con controventi dissipativi – Edificio scolastico G. Leopardi – Apollosa (BN)
  • Committente: Istituo scolastico G. Leopardi

PREMESSA

La presente relazione illustra l’intervento di adeguamento sismico dell’edificio scolastico G. Leopardi sito nel comune di Apollosa (BN) e i criteri che hanno portato alla sua scelta. Prima di descrivere l’intervento viene inquadrato lo stato di fatto dell’edificio e la sua attuale condizione di rischio sismico, inoltre si riportano sinteticamente i risultati relativi ad alcune soluzioni di intervento considerate prima di arrivare a quella prescelta. I dettagli tecnici ed i calcoli relativi all’intervento di adeguamento sismico sono riportati nella “Relazione di calcolo” e nei grafici allegati.

Figura 1: Pianta dell’edificio
Descrizione dell’edificio e della struttura

L’edificio è costituito da una struttura in cemento armato a telaio; la pianta ha una forma ad L con i lati lunghi di circa 35m e i lati corti di 25m (Figura 1). All’incrocio delle due parti rettangolari che formano la L è inserita una scala realizzata con un sistema strutturale di trave a ginocchio.

La struttura si sviluppa su 3 livelli per un’altezza complessiva di 10.7m, con un’altezza di interpiano di 3.5m al primo impalcato e 3.6m per i restanti due impalcati La costruzione è collocata in una zona non pianeggiante ma la fondazione è stata impostata tutta alla stessa quota, pertanto i prospetti (nord ed ovest) sono impostati a quota strada (Figura 2a) mentre quelli a sud ed a est (Figura 2b) sono al disotto del piano campagna e sono isolati dal terreno da un cavedio, tranne che per una parete realizzata in c.a. contro terra.

Figura 2a: Prospetto Nord-Est dell'edificio
Figura 2b: Prospetto Sud dell'edificio

Maggiori dettagli sull’articolazione della costruzione e sulla destinazione funzionale degli spazi sono contenuti nei grafici architettonici allegati al progetto.

Per quanto riguarda la struttura portante è stato reperito il progetto originario del 1979, sviluppato secondo le normative 25-11-1962 n°1684, 02-02-1974 n°64, D.M. 30-05-1974 e quindi tenendo conto dell’azione sismica prevista all’epoca per una zona sismica di seconda categoria. La struttura si articola con telai orditi secondo due direzioni ortogonali; i telai più lunghi sono formati da 8 campate di circa 3.6m mentre quelli corti hanno 2 campate di lunghezza 3.6m e 6.4m (Figura 3).

I pilastri hanno tutti le stesse dimensioni (30x60cm) e si mantengono costanti lungo l’altezza; inoltre sono orientati prevalentemente con il lato maggiore lungo la direzione dei telai corti. Le travi perimetrali sono emergenti, di dimensioni 30x50cm, mentre le travi interne sono a spessore di dimensioni 70x25cm per i primi due impalcati e 50x40cm per l’ultimo implacato. I solai sono in c.a. con travetti precompressi alleggeriti con laterizi; lo spessore è di 25cm per i primi due impalcati e 40cm per il solaio di copertura

La fondazione è costituita da un reticolo di travi in c.a. con sezione a T rovescia (ala 25x100cm e anima 40x100cm, larghezza sottofondo in calcestruzzo magro 140cm per un’altezza di 20cm).

I dettagli relativi all’articolazione della struttura sono riportati nelle carpenterie allegate al presente progetto, ricostruite sulla base del progetto originario e di rilievi/saggi in sito.

Le armature degli elementi in c.a. sono state ricavate dai grafici del progetto originario e controllate a campione in sito. Le caratteristiche dei materiali originari previsti in progetto sono: acciaio dolce classe Feb32k e calcestruzzo a dosaggio a quintali 3 della classe 250, ma sono state effettuate delle prove in sito per verificarne le resistenze effettive. I risultati sono illustrati nella “Relazione di calcolo dell’edificio esistente” mentre nel seguito si riporta ad una breve sintesi delle problematiche che rendono l’edificio non adeguato sismicamente al terremoto atteso secondo la normativa vigente (DM 14 gennaio 2008).

Figura 3: Carpenteria dello stato di fatto
Rischio sismico dell’edificio allo stato di fatto

L’edificio presenta attualmente diversi aspetti che ne determinano la non adeguatezza al terremoto atteso secondo il DM 14 gennaio 2013 nella zona in cui è collocato.

In generale la sua resistenza alle azioni sismiche è insufficiente poiché è stato progettato secondo una normativa e una zonazione sismica precedenti; inoltre allo stato attuale viene attribuita agli edifici scolastici una classificazione elevata (classe III) in termini di importanza per la pubblica incolumità.

Tale insufficienza della struttura è stata confermata da varie verifiche condotte secondo le procedure proposte dalle normative vigenti e dalla relativa Circolare 617/2009, che fornisce indicazioni specifiche per gli edifici esistenti.

In particolare è stata svolta un’analisi lineare con fattore di struttura (paragrafo C8.7.2.4 “Metodi di analisi e criteri di verifica” della Circolare 617/2009), assumendo i valori massimi consentiti per i fattori di struttura (q=3 per le verifiche degli elementi duttili e q=1.5 per gli elementi fragili). Le verifiche degli elementi mostrano coefficienti di sicurezza mediamente uguali a 0.50 sia per la sollecitazione di flessione sia per la sollecitazione tagliante. Anche le fondazioni risultano non verificate.

Considerando una evidente irregolarità della struttura (forma ad L con una scala posta all’incrocio dei 2 rettangoli) è stata valutata anche la possibilità di ottenere un miglioramento dalla separazione dei due corpi rettangolari; pertanto lo stesso calcolo è stato condotto sulle due parti considerate separate. I risultati ottenuti anche in questo caso mostrano una forte carenza delle resistenze degli elementi. In particolare per il corpo tagliato in direzione X risulta un coefficiente di sicurezza medio di 0.36 per la presso flessione deviata, e 0.68 per il taglio; per il corpo in direzione Y risulta un coefficiente di sicurezza medio di 0.27 per la presso flessione deviata, e 0.64 per il taglio.

Si deve inoltre sottolineare che l’assunzione di un fattore di struttura 3 equivale ad avere attribuito agli elementi strutturali una elevata duttilità che non è garantita, in quanto i dettagli costruttivi (ad esempio staffe non chiuse) potrebbero essere localmente carenti.

Oltre al calcolo lineare con fattore di struttura è stato sviluppato anche un calcolo non lineare secondo la procedura del paragrafo C.7.3.4.1 “Analisi non lineare statica” della Circolare 617/2009.

I dettagli del modello non lineare e dei risultati ottenuti sono riportati nella “Relazione di calcolo dell’edificio esistente”, ma la sintesi è che la struttura presenta coefficienti di sicurezza compresi tra 0.4 e 0.9 per la verifica allo Stato Limite di Salvaguardia della Vita (SLV).

Figura4: Nodo interno trave-pilastro

Si deve inoltre sottolineare che entrambe le verifiche effettuate (analisi lineare e analisi non lineare) non tengono conto di una evidente carenza locale della struttura dovuta alla presenza di nodi trave-pilastro non confinati sia all’interno che all’esterno. Infatti, il nodo interno pilastro-trave presenta sempre una trave emergente di larghezza minore del lato del pilastro lungo una direzione e una trave a spessore lungo l’altra; in questo modo si viene a formare una zona di nodo non confinata dalle travi e priva di staffe (Figura 4).

Anche lungo il perimetro il collegamento trave-pilastro si presenta particolarmente debole ed introduce una irregolarità locale rilevante; infatti sul pilastro si incrocia una trave emergente di larghezza minore del lato del pilastro su due lati e la trave a spessore lungo la direzione ortogonale, creando una zona non confinata per tutta l’altezza della trave (Figura 5).

Figura 5: Nodo esterno trave-pilastro

Tali configurazioni dei nodi rappresentano una carenza in ogni caso perché la loro resistenza, dovuta alla crisi del calcestruzzo, è limitata e non consente alle armature delle travi in essi convergenti di attingere lo snervamento e quindi raggiungere il momento ultimo. Per evitare che la crisi dei nodi non confinati avvenga prima della plasticizzazione delle travi è necessario introdurre un’opportuna armatura di confinamento; pertanto, qualsiasi tipo di calcolo (lineare con fattore di struttura e non lineare) richiede che i nodi abbiano una resistenza sufficiente e quindi il loro risultato è relativo alla struttura già migliorata da un intervento su tutti i nodi.

Infine, si deve osservare che la posizione e la tipologia di scala creano una irregolarità nel comportamento strutturale sismico dell’edificio penalizzando la distribuzione della sollecitazioni in alcuni elementi (effetti della torsione); inoltre i pilastri della scala si presentano tozzi e rigidi, pertanto mostrano una crisi prematura e poco duttile che impedisce di sfruttare le caratteristiche di resistenza e duttilità di tutti gli altri elementi (pilastri e travi dei telai). Quindi anche la scala deve essere oggetto di un intervento di rinforzo in ogni caso, indipendentemente dall’intervento su tutto il resto del sistema strutturale.

Interventi esaminati

Dopo un’analisi accurata dello stato di fatto e quindi delle carenze della struttura sono state esaminate diverse possibilità di intervento; per ciascuna di esse sono stati considerati gli aspetti negativi e in taluni casi condotti dei calcoli in modo da inquadrare meglio la soluzione più conveniente. Nel seguito si elencano i possibili approcci di intervento che sono stati considerati e i motivi per cui sono stati scartati.

Intervento di rinforzo dei singoli elementi strutturali

Il rinforzo dei singoli elementi, pilastri e travi, mediante tecniche tradizionali o innovative non è stato preso in considerazione perché i pilastri allo stato attuale presentano tutti una resistenza pari a circa 1/3 di quella richiesta dall’azione sismica. Pertanto un incremento di resistenza e duttilità dovrebbe riguardare tutti i pilastri, e anche le travi, interni ed esterni con elevati costi di demolizione e ripristino degli elementi non strutturali (tramezzi, tamponature, infissi, impianti). Inoltre puntando sull’incremento di resistenza degli elementi della sovrastruttura sarebbe necessario anche intervenire in modo diffuso per incrementare la resistenza della fondazione. Volendo considerare di non incrementare molto la resistenza ma di puntare sulla duttilità di travi e pilastri, comunque si dovrebbe intervenire ovunque e quindi con elevati costi sugli elementi non strutturali.

Introduzione di setti in c.a.

La seconda possibilità che è stata esaminata è stata quella di inserire nuovi elementi resistenti costituiti da setti in c.a.. In tal caso sono stati implementati dei modelli di calcolo considerando diversi posizionamenti delle pareti (Figura 6).

Figura 6: Diverse posizioni delle pareti analizzate

L’aspetto positivo di questa soluzione consiste nella concentrazione dell’intervento e quindi nell’evitare di avere danni diffusi agli elementi non strutturali con conseguenti costi di ripristino. Tuttavia l’elevata rigidezza e resistenza dei setti in c.a. comporta la concentrazione di sollecitazioni notevoli in fondazione che richiederebbero un intervento consistente di rinforzo della fondazione stessa, ma ancora più problematico sarebbe da risolvere l’elevato valore degli scarichi sul terreno che potrebbero richiedere anche l’inserimento di pali. Inoltre, effettuando diversi calcoli si è constatato che l’efficienza del sistema di setti aggiuntivi ne richiede l’inserimento anche all’interno dell’edificio con conseguenti necessità di rivedere la distribuzione funzionale degli ambienti e la posizione dei vani porta e finestra, ma anche con un onere notevole di costi dovuti alla demolizione e rispristino degli elementi non strutturali.

Inserimento di controventi dissipativi

Dopo la suddetta fase di studio è apparso chiaro che l’intervento per essere conveniente doveva essere concentrato sul perimetro, in modo da evitare i costi di demolizione e ripristino degli elementi non strutturali interni. Inoltre, una notevole riduzione di costi si può avere solo evitando o limitando gli interventi in fondazione e quindi puntando su un miglioramento della prestazione in termini di duttilità e capacità dissipativa ma non in termini di resistenza.

Infatti l’incremento di duttilità e capacità dissipativa consente di raggiungere la prestazione adeguata in caso di sisma senza avere incrementi delle sollecitazioni. Pertanto l’intervento individuato e per il quale è stato sviluppato il progetto consiste nell’inserimento sul perimetro della struttura di controventi in acciaio di tipo dissipativo.

Figura 7: Prospetto con inserimento dei controventi

Intervento scelto

L’intervento definito sulla base dell’analisi dello stato di fatto e delle varie soluzioni esaminate consiste nel collegare alla struttura esistente alcuni controventi in acciaio dotati di dissipatore. Il controvento scelto è di forma a V rovescia per renderne compatibile il posizionamento con le numerose finestre disposte sul perimetro (Figura 7) e in entrambe le aste in acciaio che lo compongono sono inseriti due dissipatori tipo “BRAD”.

I dissipatori BRAD (Buckling Restained Axial Damper) sono costituiti da un involucro esterno in acciaio, al cui interno è presente un elemento dissipativo, la cui plasticizzazione ne determina le caratteristiche meccaniche La forma degli elementi dissipativi garantisce un’uniforme distribuzione delle deformazioni in campo plastico, per massimizzare la capacità dissipativa, ottenendo nello stesso tempo cicli isteretici stabili. La presenza dei dissipatori consente di migliorare la prestazione della struttura in termini di energia dissipata ciclicamente e quindi di duttilità; inoltre progettando opportunamente la soglia di snervamento dei dissipatori da inserire è stato possibile avere un incremento di rigidezza e resistenza della struttura molto contenuto e di conseguenza è stato possibile limitare l’incremento di sollecitazioni in fondazione e quindi gli interventi di rinforzo sulla stessa.

Tuttavia, proprio per evitare elevati incrementi di resistenza, l’intervento è stato finalizzato comunque allo sfruttamento delle capacità dissipative anche della struttura in c.a. esistente, cioè l’inserimento dei controventi non è stato effettuato per mantenere la struttura in campo elastico ma per aumentarne la capacità in termini di duttilità. Pertanto pilastri e travi devono comunque plasticizzarsi ed offrire una certa duttilità e quindi l’intervento globale è stato completato con i seguenti interventi locali:

  • confinamento di tutti i nodi trave-pilastro con opportune tecniche secondo se i nodi sono posizionati all’interno e all’esterno;
  • rinforzo a taglio e confinamento dei nodi e degli elementi del vano scala mediante fogli in FRP con fibre di carbonio incollati con resina;
  • rimozione dei copriferri ammalorati e distaccati su pilastri e travi esterni, protezione delle armature con prodotti antiruggine, ricostruzione dei copriferri con malta speciale.

Nei grafici allegati sono forniti i dettagli relativi ai controventi, alla loro posizione nella struttura, ai collegamenti con i pilastri e le travi in c.a., agli interventi di confinamento dei nodi.

Inoltre nella “Relazione sui materiali sono indicate le caratteristiche dei materiali da utilizzare nell’interventi”Relazione di calcolo dell’intervento di adeguamento” sono illustrati i modelli di calcolo utilizzati e i risultati ottenuti. Infine nella “Relazione geotecnica” e nella “Relazione sulle fondazioni” sono riportate le verifiche sul terreno di fondazione. Al progetto si allega per completezza anche la “Relazione di calcolo dell’edificio esistente” in cui sono illustrate le prove di caratterizzazione dei materiali e l’attuale livello di sicurezza della struttura.

CONSULTA LE TAVOLE

Open chat
1
Scan the code
Salve 👋
Come possiamo aiutarti?