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UNIVERSITÀ DEGLI STUDI DI NAPOLI

“FEDERICO II”

SCUOLA POLITECNICA E DELLE SCIENZE DI BASE

DIPARTIMENTO DI STRUTTURE PER L’INGEGNERIA E L’ARCHITETTURA

Corso di Laurea Magistrale in

Ingegneria Strutturale e Geotecnica

Earthquake Engineering and Structural Control

ABSTRACT

Adeguamento sismico di un capannone industriale con

controventi ad instabilità impedita in acciaio

Relatore

Prof. Ing. Giorgio Serino Candidato

Correlatori Giuseppe Tommasino

Ing. Daniele Losanno M56/211

Ing. Luigi Fico

Anno accademico 2015/2016

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ABSTRACT

Nel presente lavoro, svolto in collaborazione con il Team Strutture della società d’ingegneria FMC

Engineering, è stato trattato l’adeguamento sismico di un capannone industriale situato nella zona

nord-est di Napoli.

Il capannone, risalente agli anni Sessanta, presenta una struttura portante in cemento armato gettato

in opera, una copertura a volta in laterizio e una chiusura verticale realizzata con tamponature in tufo

(Fig. 1).

Esso è costituito da due corpi di fabbrica adiacenti e specchiati separati da un giunto di 5cm. Ciascuna

struttura, progettata per i soli carichi verticali, presenta tre telai mono-piano in direzione longitudinale

(X) e un solo telaio di chiusura in direzione trasversale (Y): pertanto la configurazione planimetrica

è “a C” e rende le due strutture irregolari in pianta.

Fig. 1

La copertura a volta sottile, che mostra un evidente stato di degrado, è costituita da blocchi di laterizio

accostati e successivamente solidarizzati attraverso un getto di malta integrativo. La spinta è eliminata

attraverso l’utilizzo di tiranti in acciaio rivestiti con amianto, tuttora incapsulato per ovvi motivi di

sicurezza (Fig. 2).

Fig. 2

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Nel 2013 la FMC Engineering riceve l’incarico di valutare la vulnerabilità sismica del complesso

industriale nel quale ricade anche il capannone in esame.

La valutazione della vulnerabilità sismica ha previsto una prima fase di conoscenza dello stato di fatto

del fabbricato con stima del relativo livello di conoscenza e una seconda fase di modellazione e analisi

strutturale con relative verifiche di sicurezza ai sensi delle NTC08.

A valle del processo di conoscenza in cui si sono affrontate le diverse fasi di analisi storico-critica,

rilievo geometrico-strutturale e caratterizzazione meccanica dei materiali e del suolo di fondazione,

è stato raggiunto il livello di conoscenza LC1 che ha permesso di effettuare analisi dinamiche lineari

con fattore di struttura.

Dalla verifica di vulnerabilità sismica condotta dalla FMC Engineering nel 2013 è dunque risultato

che i corpi di fabbrica costituenti il capannone esaminato non presentano caratteristiche di regolarità

e non soddisfano i requisiti di sicurezza, così come prescritto dalle attuali norme.

Sono state inoltre evidenziate criticità importanti quali:

l’eccessiva deformabilità della struttura in direzione trasversale, essendo i telai resistenti

disposti solo in direzione longitudinale;

la presenza di una copertura spingente, progettata per carichi verticali secondo lo schema

dell’arco funicolare e incapace di resistere agli sforzi di trazione indotti dal sisma;

l’inadeguatezza del giunto sismico presente con conseguente possibilità di martellamento

delle due strutture adiacenti nel caso di sisma;

l’assenza di un impalcato con funzione di diaframma rigido capace di ripartire adeguatamente

le azioni sugli elementi verticali resistenti e di regolarizzare la deformabilità laterale della

struttura;

l’interruzione delle tamponature all’interno della relativa maglia strutturale con la

conseguente formazione di pilastri tozzi, particolarmente predisposti a meccanismi di rottura

fragile;

l’assenza di dettagli costruttivi idonei all’innesco di meccanismi dissipativi duttili;

la presenza di fondazioni isolate non collegate.

A monte di ogni tipo di soluzione progettuale da adottare per l’adeguamento e alla luce delle criticità

emerse da questa prima fase di analisi, si è deciso di effettuare preliminarmente una serie di interventi

di miglioramento della struttura del capannone. Tra questi si elencano:

la demolizione della copertura esistente e sostituzione con una copertura leggera in acciaio di

tipo non spingente, la quale potrebbe rappresentare un vincolo di piano rigido attraverso

l’inserimento di opportuni controventi di falda;

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la solidarizzazione dei due corpi di fabbrica adiacenti con eliminazione del giunto presente in

modo da ottenere un’unica struttura regolare a pianta rettangolare costituita complessivamente

da tre telai portanti che si sviluppano in direzione longitudinale e due telai di chiusura in

direzione trasversale;

la disconnessione delle tamponature rispetto alla struttura in c.a. onde evitare la formazione

di possibili meccanismi fragili dei pilastri tozzi individuati dalle tamponature che occupano

solo parzialmente il riquadro di telaio di loro competenza.

A seguito degli interventi di regolarizzazione, si è ottenuta una nuova configurazione della struttura

del capannone (Fig. 3), per la quale è stata ripetuta la valutazione della vulnerabilità sismica attraverso

analisi dinamiche non lineari.

Fig. 3

L’esecuzione di analisi non lineari è resa possibile dal raggiungimento del livello di conoscenza LC2,

ottenuto a seguito di un’ulteriore campagna di indagini integrative effettuate nel corso del 2015.

Le analisi sono state condotte con il moderno software di calcolo Midas Gen Advanced

schematizzando le non linearità meccaniche delle sezioni in c.a. con un modello a fibre: in particolare

per il calcestruzzo si è considerato il legame costitutivo alla Mander mentre per l’acciaio costituente

le barre d’armatura si è considerato il legame costitutivo alla Menegotto-Pinto (Fig. 4).

Fig. 4

5

Le analisi e di conseguenza le verifiche sono state condotte considerando sia accelerogrammi naturali

scalati che artificiali spettro-compatibili, al fine di tener conto in misura maggiore dell’estrema

variabilità dell’azione simica.

In particolare si è fatto riferimento a tre diverse analisi, associate a tre diversi casi di carico sismico:

nei primi due si è considerato un set di accelerogrammi naturali scalati applicando alternativamente

le rispettive componenti rispetto alle direzioni principali della struttura mentre nel terzo si è

considerato un set di accelerogrammi artificiali.

Le verifiche di sicurezza condotte sulla struttura migliorata hanno evidenziato che la capacità

deformativa e tagliante degli elementi strutturali non risulta sufficiente ad assorbire, rispettivamente,

la domanda di spostamenti e sollecitazioni indotte dal sisma di progetto.

Dai diagrammi Momento-Curvatura estratti dalle analisi si nota l’elevato stato di danneggiamento

dei pilastri, sottoposti a ripetuti carichi ciclici per effetto del sisma di progetto (Fig. 5).

Fig. 5

Si è visto inoltre come la scelta delle componenti accelerometriche o anche la loro applicazione

rispetto ad una direzione principale piuttosto che un’altra possa condizionare l’esito delle verifiche:

di conseguenza lo stesso elemento può risultare verificato per un set di accelerogrammi ma allo stesso

tempo non verificato per un altro.

Accertati i gap prestazionali degli elementi strutturali nei confronti dei meccanismi fragili e duttili, la

soluzione di adeguamento ha previsto l’impiego di controventi ad instabilità impedita (BRB), che

consentono di ridurre la deformabilità della struttura originaria attraverso l’incremento di rigidezza e

allo stesso tempo incrementare la capacità dissipativa grazie all’apporto di smorzamento derivante

dal loro comportamento isteretico. Tra i vantaggi principali dell’utilizzo di questo sistema abbiamo

la limitazione degli interventi ai soli telai interessati dall’introduzione dei dispositivi e ciò risulta

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fondamentale nel caso del capannone in esame, il quale presenta diverse componenti impiantistiche

nonché superfetazioni che rendono quasi impossibile l’adozione di un intervento diffuso su tutta la

struttura.

I BRB nascono nelle costruzioni in acciaio come evoluzione dei classici controventi concentrici con

elementi diagonali che convergono all’incrocio degli assi trave-pilastro: questi ultimi, molto efficaci

nell’assicurare resistenza e rigidezza in campo elastico, presentano una forte differenza di

comportamento a trazione e compressione in fase post-elastica che determina una scarsa capacità di

dissipare energia durante eventi sismici (Fig. 6).

Fig. 6

Nei dispositivi ad instabilità impedita la “simmetrizzazione” del comportamento si ottiene

disponendo l’elemento duttile, solitamente piuttosto sottile, all’interno di un involucro rigido

(manicotto). L’elemento centrale non è collegato all’elemento esterno e può quindi deformarsi

liberamente in direzione assiale, allo stesso tempo lo sbandamento laterale è impedito dal manicotto

e quindi l’anima può plasticizzare anche in compressione.

Nel caso in esame si è adottata una soluzione interamente in acciaio considerando un’asta costituita

da una zona centrale (core) a sezione rettangolare cui è affidata la dissipazione e da zone di estremità

a sezione cruciforme alle quali è affidato il compito di irrigidimento. Tale asta è confinata da quattro

profili scatolari distanziati di 1mm rispetto al core, i quali costituiscono il manicotto e garantiscono il

vincolo contro l’instabilità (Fig. 7).

La soluzione interamente di acciaio presenta un peso minore e una maggiore facilità di posa in opera

insieme a costi unitari più contenuti rispetto alle altre soluzioni brevettate. Tuttavia, essendo un

7

sistema “fai da te” non coperto da brevetto, necessita di una procedura di qualifica al fine di

verificarne il corretto funzionamento.

Fig. 7

La disposizione delle diagonali all’interno della struttura è stata condizionata dalle esigenze

architettoniche e dalle diverse componenti impiantistiche presenti (Fig. 8).

Nella disposizione planimetrica si è comunque cercato di regolarizzare il più possibile la risposta

dinamica della struttura, che in origine si presentava con forte accoppiamento torsionale. La

configurazione a “V rovescio” adottata, consente di far convergere le diagonali disposte in due maglie

strutturali adiacenti nello stesso nodo trave-pilastro, in modo da facilitare anche la realizzazione del

collegamento. Inoltre tale soluzione consente di evitare un aggravio di sforzo normale nelle colonne

in quanto, al piede, le diagonali scaricano direttamente sulla fondazione mentre in testa le componenti

verticali delle loro reazioni si equilibrano reciprocamente.

Fig. 8

Definite le caratteristiche dei BRB e la configurazione da adottare in ciascuna delle due direzioni,

essi sono stati implementati opportunamente nel modello di calcolo in modo da valutare l’effetto

dell’intervento di adeguamento sul comportamento della struttura originaria.

8

A tal proposito ciascun BRB, coerentemente agli altri elementi strutturali, è stato modellato a fibre

considerando un’asta equivalente incernierata alle estremità, avente comportamento non lineare

elasto-plastico schematizzato dal legame costitutivo alla Menegotto-Pinto.

In particolare, nota la rigidezza equivalente Keq dell’asta di controvento, ottenuta considerando

quest’ultima come un sistema di tre molle in serie, si è ricavata la corrispondente area equivalente Aeq

e infine una tensione di snervamento feq del materiale equivalente al fine di garantire lo stesso sforzo

normale plastico del core anche all’asta equivalente che schematizza nel modello di calcolo il BRB.

Successivamente sono state condotte diverse analisi allo scopo di investigare l’effetto dei parametri

di progetto dei BRB sulla risposta della struttura adeguata, al fine di ottimizzare il progetto degli

stessi e minimizzare il danneggiamento della struttura originaria.

Il comportamento dei BRB, supposti elasto-plastici, è definito dalla rigidezza elastica Keq e dalla forza

di snervamento FB,y, entrambe strettamente legate all’area del core Ac (Fig.9).

Fig. 9

Una prima serie di analisi parametriche è stata condotta fissando la geometria dell’asta di controvento

(lunghezza del core e rapporto tra le aree delle sezioni trasversali del core e delle zone estreme) e

variando la forza di progetto del sistema di BRB nella direzione in esame, valutata come una certa

aliquota c della forza sismica corrispondente alla PGA attesa in sito, monitorando la risposta della

struttura adeguata in termini di spostamento di piano e taglio alla base globale.

𝐹𝐵,𝑦 = 𝑐(𝑚∗𝑃𝐺𝐴)

Al crescere dell’aliquota c cresce la forza di snervamento del sistema di BRB e di conseguenza,

avendo fissato il materiale, cresce anche l’area del core necessaria, così come la rigidezza dei

dispositivi.

𝐴𝑐 = 𝑐𝑚∗𝑃𝐺𝐴

𝑛𝑏𝑓𝑦𝑐𝑜𝑠𝛼𝑑

Obiettivo dell’analisi parametrica è stato trovare il coefficiente c per il quale la struttura adeguata

presenti il giusto compromesso tra la riduzione dello spostamento globale e il potenziale incremento

del taglio alla base, al fine di soddisfare le verifiche dei meccanismi duttili e fragili degli elementi

appartenenti alla struttura originaria.

Le analisi dinamiche non lineari sono state condotte considerando anche la variabilità dell’azione

sismica in merito alla scelta e alla combinazione delle diverse componenti accelerometriche.

9

In particolare, la risposta della struttura è stata valutata considerando i tre casi di carico dinamici

precedentemente definiti.

A valle della prima serie di analisi parametriche condotte sono stati individuati per entrambe le

direzioni degli intervalli di valori di c in corrispondenza dei quali lo spostamento si è ridotto di oltre

il 50% rispetto a quello della struttura originaria mentre il taglio alla base ha subito un incremento

minimo o addirittura nullo rispetto a quello iniziale (Fig. 10).

𝑑𝑖𝑟𝑒𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑋 → 𝑐 ∈ [0.50 ÷ 0.70]

𝑑𝑖𝑟𝑒𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑌 → 𝑐 ∈ [0.40 ÷ 0.50]

Facendo riferimento ad una relazione presente in letteratura, i valori del coefficiente c individuati

sono in linea con il prodotto dei coefficienti 𝛼𝑓𝑜𝑡𝑡, che moltiplicato per m*PGA fornisce la forza di

progetto ottimale di un sistema di controventi dissipativi inseriti in un sistema strutturale ad un grado

di libertà (Losanno et al.,2015):

𝐹𝐵,𝑦 = 𝛼𝑓𝑜𝑡𝑡(𝑚∗𝑃𝐺𝐴)

essendo 𝑓𝑜𝑡𝑡 = 1.6 nel caso di ottimizzazione della risposta in termini di spostamento e 𝛼 variabile

tra 0.25 e 0.50 a seconda del periodo di vibrazione del sistema strutturale originario, con 𝛼 → 0.25

per 𝑇 > 1𝑠 e valori di 𝛼 via via crescenti al decrescere del periodo 𝑇.

Una seconda serie di analisi parametriche è stata condotta fissando l’area del core e monitorando

spostamenti e taglio alla base al variare della rigidezza dei BRB e in particolare della loro rigidezza

relativa rispetto a quella della struttura originaria.

La variabilità della rigidezza del BRB, fissata l’area del core, è stata ottenuta variando

opportunamente la lunghezza dello stesso core e la geometria del tratto a sezione cruciforme di

estremità. Tuttavia dalle analisi è emerso che la risposta, una volta fissata l’area del core, non varia

in modo significativo al variare di tali parametri geometrici, anche perché questi sono vincolati per

motivi tecnologici in un range piuttosto ristretto, a cui non corrisponde una notevole variabilità della

rigidezza relativa.

A valle delle analisi parametriche condotte sono stati individuati dei valori di resistenza e rigidezza

relativa che hanno permesso di ottenere un primo dimensionamento di massima del BRB: dai valori

geometrici risultanti si passa ai valori effettivi considerando delle dimensioni tecnologicamente

realizzabili dei piatti costituenti le sezioni trasversali del core e delle zone di estremità.

Più nello specifico, il core è costituito da un piatto sottile a sezione rettangolare di dimensioni

1cmx10cm e lunghezza pari al 50% della lunghezza effettiva dell’asta di controvento.

Le zone di estremità presentano invece una sezione cruciforme, avente area pari a cinque volte quella

del core, ottenuta per composizione saldata di piatti aventi anch’essi sezione rettangolare.

10

Infine il manicotto è realizzato da quattro profili tubolari vincolati lateralmente da piatti a sezione

rettangolare su essi saldati e superiormente e inferiormente da profili angolari accoppiati e bullonati,

al fine di rendere smontabile il dispositivo.

I valori di 𝑐 corrispondenti alla soluzione di progetto sono i seguenti:

𝑑𝑖𝑟𝑒𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑋 → 𝑐 = 0.57 − 𝑑𝑖𝑟𝑒𝑧𝑖𝑜𝑛𝑒 𝑌 → 𝑐 = 0.46

Tali valori possono essere individuati dalla retta verticale all’interno dei grafici riportanti la risposta

della struttura adeguata al variare dell’aliquota c della forza di progetto m*PGA, verificandone inoltre

l’appartenenza all’intervallo individuato a seguito della prima serie di analisi parametriche (Fig10).

Fig. 10

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

2.2

2.4

2.6

2.8

3.0

3.2

3.4

3.6

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00

X/X

RC

c

Confronto Risposta direzione X

Δ_Rxy

V_Rxy

Δ_Art

V_art

Δ_Ryx

V_Ryx

RC

c=0.57

0.0

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

1.2

1.4

1.6

1.8

2.0

2.2

2.4

2.6

2.8

3.0

3.2

3.4

3.6

0.00 0.50 1.00 1.50 2.00 2.50 3.00

X/X

RC

c

Confronto Risposta direzione Y

Δ_Rxy

V_Rxy

Δ_Art

V_art

Δ_Ryx

V_Ryx

RC

c=0.46

11

Dalla fase di verifica è emerso che la soluzione adottata ha portato al dimensionamento di un sistema

di BRB capace di proteggere in modo abbastanza efficace la struttura nei confronti dei meccanismi

fragili, garantendone la permanenza in campo elastico, a seguito del sisma di progetto. (Fig11).

In particolare, con riferimento ai tre casi di carico sismico considerati, sia per la direzione X che per

la direzione Y, la riduzione dello spostamento rispetto alla struttura originaria varia da un minimo del

50% circa ad un massimo del 70%.

Per quanto riguarda il taglio alla base, in direzione X l’incremento varia da un minimo del 5% ad un

massimo del 30% mentre in direzione Y si ha addirittura una riduzione di tale sollecitazione, con un

decremento che varia da un minimo del 10% circa ad un massimo del 25% circa.

Fig. 11

Le verifiche condotte per questa particolare configurazione della struttura adeguata non risultano

soddisfatte per soli due elementi che saranno di conseguenza rinforzati attraverso mirati interventi

locali. Tali elementi sono i pilastri estremi del telaio centrale (Fig12) e sono particolarmente

vulnerabili rispetto agli altri componenti del sistema strutturale per via dell’elevata rigidezza in

direzione longitudinale (che li rende potenziali attrattori di azione sismica) accompagnata però da una

scarsa capacità deformativa e da un’inadeguata resistenza a taglio.

Pur potendo adottare una configurazione di BRB che consenta di verificare anche i pilastri suddetti,

la variabilità dell’azione sismica, evidenziata anche con i tre diversi casi di carico sismico considerati,

suggerisce comunque di intervenire su tali elementi critici attraverso opportune incamiciature in

acciaio, al fine di ridurre notevolmente la loro elevata vulnerabilità.

Fig. 12

12

La progettazione dell’intervento di adeguamento, una volta progettato il sistema di controventi

dissipativi e il collegamento alla struttura originaria, si completerebbe attraverso il dimensionamento

degli interventi locali in corrispondenza delle zone interessate dall’inserimento dei BRB, oltre a quelli

necessari a rinforzare i due pilastri estremi del telaio centrale.

Più nello specifico, si ritiene, in fase preliminare, che ulteriori interventi locali necessari siano i

seguenti:

rinforzo dei nodi in cui convergono i controventi;

rinforzo del pilastro centrale in corrispondenza di ciascuna coppia di controventi

adiacenti;

rinforzo del plinto di fondazione in corrispondenza del quale scarica il controvento;

inserimento di un’opportuna batteria di micropali al fine di assorbire il taglio alla base

trasmesso dal controvento al plinto di fondazione.

Infine è stato valutato in prima approssimazione il costo di un singolo BRB in acciaio per entrambe

le direzioni, nonché il costo dell’intero sistema di controventi da inserire al fine di garantire

l’adeguamento sismico della struttura.

Tali costi non includono quelli relativi alla procedura di qualifica del dispositivo, necessaria per

valutarne il comportamento e verificarne il corretto funzionamento.

Considerando un prezzo dell’acciaio variabile da 3.50€/kg a 4.00€/kg, per il singolo BRB è stato

valutato approssimativamente un costo variabile tra 5000€ e 5800€ per la direzione X e tra 4000€ e

4500€ per la direzione Y, per un costo totale che oscilla in definitiva, considerando otto dispositivi

per ciascuna direzione, tra 70000€ e 80000€.