Costruzioni in muratura esistenti - Interventi - A. Marini

NORME TECNICHE PER LE COSTRUZIONI - D.M. 14 Gennaio 2008Bergamo 2011

Costruzioni esistenti in muraturaCostruzioni esistenti in muratura-- criteri di intervento criteri di intervento --

Alessandra MariniUniversità di Brescia

[email protected]

LINEE GUIDA PER LA VALUTAZIONE E RIDUZIONE DEL RISCHIO

RIFERIMENTI TECNICIRIFERIMENTI TECNICILINEE GUIDA PER LA VALUTAZIONE E RIDUZIONE DEL RISCHIO SISMICO DEL PATRIMONIO CULTURALE con riferimento alle norme tecniche per le costruzioniConcetto di RESTAURO in continua evoluzione:

Immagine Restauro Stilistico (‘700‐‘800)D ti i i d’ R t Fil l iDestinazioni d’uso Restauro FilologicoMateria Conservatori

LINEE GUIDA: TEORIA DELLA CONSERVAZIONE

Restauro STILISTICO Carcassonne – Viollet Le Duc

RIFERIMENTI TECNICIRIFERIMENTI TECNICI19021902

1912

RIFERIMENTI TECNICIRIFERIMENTI TECNICILINEE GUIDA:

Obiettivo dell’intervento di conservazionedal punto di vista della riabilitazione strutturale:

garantire la sicurezza, preservando oltre che il bene materiale anche il funzionamento strutturale.funzionamento strutturale.

si operano inevitabilmente scelte di compromessoscelte di compromesso

Si richiede che ogni scelta sia ben documentata

SCELTA DELLA DESTINAZIONE D’USO

Possibilità di delocalizzare le “Manifesto della Conservazione”Palazzo della Ragione ‐Marco Dezzi Bardeschi

funzioni rilevanti o strategiche !!

TECNICHE DI INTERVENTOTECNICHE DI INTERVENTO

APPROCCIO ALLA PROGETTAZIONE

• Analisi del danno individuazione e interpretazione• Analisi del danno, individuazione e interpretazione dei meccanismi attivati

• Analisi delle carenze e delle vulnerabilità dell’edificio (meccanismi attivabili)

• Verifica dell’edificio allo stato di fatto per i carichi (statici o dinamici) progetto

• Identificazione della strategia di intervento

• Progetto dell’intervento

• Verifica dell’edificio dopo l’intervento allo stato di progetto

TECNICHE DI INTERVENTOTECNICHE DI INTERVENTO

Obiettivo del progetto: Conservazione della materia e del funzionamento f

strutturale accertatoCriteri generali per la scelta dell’intervento:

‐ massima reversibilità (intervento “per aggiunte” e non “per rimozioni”);

i i i i ità‐ minima invasività;‐ criterio del minimo intervento;

‐ riconoscibilità:conservare l'autenticità dell'opera ‐ evitare lericonoscibilità:conservare l autenticità dell opera evitare le imitazioni in stile;‐ compatibilità meccanica, chimica e fisica; studio di alcuni interventi di consolidamento passivo ed attivo‐ studio di alcuni interventi di consolidamento passivo ed attivo

(meglio se reversibile).

‐ durabilità degli interventidurabilità degli interventi

TECNICHE DI INTERVENTOTECNICHE DI INTERVENTOCriteri generali per la scelta dell’intervento:Criteri generali per la scelta dell intervento:

Evitare variazione nella distribuzione delle rigidezze:Gli i i di lid li i i dGli interventi di consolidamento vanno applicati in modo

regolare ed uniforme alle strutture.Interventi locali possono peggiorare il comportamento globale

dell’edificio.

L’intervento deve essere giustificato. Devono essere dimostrate:gLa carenza dello stato attuale del fabbricato Il beneficio prodotto dall’intervento.

Principio della CALIBRAZIONE DEGLI INTERVENTI:

“giudizio sarà espresso in termini globali, non solo sulla base di un confronto numerico tra accelerazione di collasso e accelerazione attesaCALIBRAZIONE DEGLI INTERVENTI:

uniformità del livello di sicurezza raggiunto per tutti i macroelementi.

accelerazione di collasso e accelerazione attesa nel sito (ISS indice di sicurezza sismica), ma anche considerando altri aspetti che sono stati valutati qualitativamente e che non possono q pessere considerati esplicitamente nel calcolo”

C8A 5 1 INTERVENTI VOLTI A RIDURRE LE CARENZE DEI COLLEGAMENTI

TECNICHE DI INTERVENTOTECNICHE DI INTERVENTOC8A.5.1 INTERVENTI VOLTI A RIDURRE LE CARENZE DEI COLLEGAMENTI

C8A.5.2 INTERVENTI SUGLI ARCHI E SULLE VOLTE

C8A.5.3 INTERVENTI VOLTI A RIDURRE L’ECCESSIVA DEFORMABILITÀ DEI SOLAI

C8A.5.4 INTERVENTI IN COPERTURA

C8A.5.5 INTERVENTI CHE MODIFICANO LA DISTRIBUZIONE DEGLI ELEMENTI VERTICALI RESISTENTI

C8A.5.6 INTERVENTI VOLTI AD INCREMENTARE LA RESISTENZA NEI MASCHI MURARI

C8A 5 7 INTERVENTI SU PILASTRI E COLONNEC8A.5.7 INTERVENTI SU PILASTRI E COLONNE

C8A.5.8 INTERVENTI VOLTI A RINFORZARE LE PARETI INTORNO ALLE APERTURE

C8A 5 9 INTERVENTI ALLE SCALEC8A.5.9 INTERVENTI ALLE SCALE

C8A.5.10 INTERVENTI VOLTI AD ASSICURARE I COLLEGAMENTI DEGLI ELEMENTI NONSTRUTTURALI

C8A.5.11 INTERVENTI IN FONDAZIONE

C8A.5.12 REALIZZAZIONE DI GIUNTI SISMICI

RINFORZO DEI SOLAI IN LEGNORINFORZO DEI SOLAI IN LEGNOC8A 5 3 INTERVENTI VOLTI A RIDURRE L’ECCESSIVA DEFORMABILITÀ DEI SOLAI

Principali problematiche dei solai lignei:

C8A.5.3 INTERVENTI VOLTI A RIDURRE L ECCESSIVA DEFORMABILITÀ DEI SOLAI

- Eccessiva deformabilità.

- Rumorosità al calpestio.

Ref. [5]


Irrigidimento flessionale di solai:- Doppio assito organizzato:


Può essere alternativamente realizzato con LVL, oppure con tavole di legno.


Irrigidimento flessionale di solai:- Sottile lastra in c.a. ordinario (5 cm), oppure ad altissime prestazioni (2 cm), piolato.


cappa c.a.

connettori

- Soluzione valida anche per solai nuovi in lamellare per grandi luci - Zona sismica: possibilità di organizzare il diaframma di piano


Irrigidimento flessionale di solai:- Lastra in speciale malta di calce idraulica naturale (5 cm, fck,28g =15MPa E = 16000MPa) armata con rete di fibra di vetro Campi di applicabilità: edifici


E28g= 16000MPa) armata con rete di fibra di vetro. Campi di applicabilità: edifici storici nei quali sussista un problema di compatibilità.

L’efficacia dell’irrigidimento flessionale dipende dalla rigidezza del connettore

RINFORZO DEI SOLAI IN LEGNORINFORZO DEI SOLAI IN LEGNOL’efficacia dell’irrigidimento flessionale dipende dalla rigidezza del connettore, il comportamento duttile a rottura è possibile solo adottando connettori duttili

Vi Vi

Tipi di connettori:

LEGAME DI COMPORTAMENTO DELLA SINGOLA CONNESSIONE

RINFORZO DEI SOLAI IN LEGNORINFORZO DEI SOLAI IN LEGNOLEGAME DI COMPORTAMENTO DELLA SINGOLA CONNESSIONE

40

45

50ASSITO INTERROTTO

30

35

40

rce,

Vi [

kN] Vu

15

20

25St

ud S

hear

for

P11-S20ik7P18-S20ik7

0

5

10

S P21-S20ik7GiurianiPiazzaEC5

Kp

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Slip, δ [mm]

1) CAMPO ELASTICO 2) COMPORTAMENTO A

KpROTTURA Vu

HP di connessione HP di connessione deformabile HP di connessione

RINFORZO DEI SOLAI IN LEGNORINFORZO DEI SOLAI IN LEGNOHP di connessioneperfetta e sezionipiane

HP di connessione deformabile

δ1 δ2 δ 3

HP di connessione assente

KP1 KP2 KP1

METODO N METODO MÖHLERMETODO N METODO MÖHLER e METODO N MODIFICATO

Kp = ∞ Kp1 Kp2 Kp = 0

σJ0=Jw+Jc Jeff= 6-7J0Jid=1.2-1.4 Jeff

p

0σw

A sfavore di sicurezza sottostima il reale stato

Previsione eccessivamente

Buona approssimazione dello stato di sforzo e di

di sforzo e deformazione cautelativa di sforzi e deformazioni

deformazione reale


RINFORZO DEI SOLAI IN LEGNORINFORZO DEI SOLAI IN LEGNOHP di connessioneperfetta e sezionipiane


δ1 δ2 δ 3


KP1 KP2 KP1


EUROCODICE 5 E CNR DT 206 NONEUROCODICE 5 E CNR DT 206 NON CONSENTONO L’IMPIEGO DELL’HP DI

CONNESSIONE INFINITAMENTE RIGIDAKP= 2 KSER





deformazione reale

C8A 5 2 INTERVENTI SUGLI ARCHI E SULLE VOLTE

INTERVENTI SU ARCHI E VOLTE INTERVENTI SU ARCHI E VOLTE C8A.5.2 INTERVENTI SUGLI ARCHI E SULLE VOLTE CONTENIMENTO DELLE

SPINTE DI ARCHI E VOLTE

RINFORZO CORONA CONTRAFFORTI

(meno frequente)

d b l l dSezione di base e Altezza tali da contenere il puntone.

NB il t ff t dNB. il contrafforte deve essere vincolato alla muratura per trasferire il carico verticale e orizzontale.

INTERVENTI SU ARCHI E VOLTE INTERVENTI SU ARCHI E VOLTE C8A 5 2 INTERVENTI SUGLI ARCHI E SULLE VOLTEC8A.5.2 INTERVENTI SUGLI ARCHI E SULLE VOLTE

CATENE INTRADOSSALI

HH TT HH TT Fo FoFc Fc

Dimensionamento della sezione: si affida alla catena l’intera spinta orizzontale (Fc=Fo). p ( )Valutare la possibilità di sovratensione in caso di rocking.

È prudente non far lavorare l’acciaio oltre i 100 MPa (1000 kg/cm2).

Tesatura iniziale: la forza di tesatura deve essere inferiore a Fc. In assenza di carico variabile si avrebbe infatti Fc>Fo e si potrebbe indurre il sollevamento dell’arco.

INTERVENTI SU ARCHI E VOLTE INTERVENTI SU ARCHI E VOLTE C8A 5 2 INTERVENTI SUGLI ARCHI E SULLE VOLTEC8A.5.2 INTERVENTI SUGLI ARCHI E SULLE VOLTE

CATENE ESTRADOSSALI

G Valadier L’architettura pratica vol IV

Possono essere annegate a pavimento

Funzionano solo se il carico verticale in G. Valadier, L architettura pratica, vol. IV, Roma 1833

Funzionano solo se il carico verticale in corrispondenza del punto di applicazione della catena è sufficiente.

INTERVENTI SU ARCHI E VOLTE INTERVENTI SU ARCHI E VOLTE

1c21ce hF)hh(F =+ 1cce hh

hFF+

=⇒ 21c2ceA hh

hhFhFM+⋅

==21 hh + 21 hh +

AV MeF

≥⋅Ψ

Ψ+

≥e

hhh

hFF 21

cV⇒Ψ + ehh 21

ANCORAGGIO CATENE ANCORAGGIO CATENE ANCORAGGIO DELLE CATENE- Rifacimento ancoraggio catena esistente- Piastra - Chiave o bolzone - Ancoraggio iniettato


NB: Spessore della piastra tale da garantire la diffusione del carico

ANCORAGGIO DELLE CATENE


Lb

NB. Lb sufficientemente lungo per evitare:Pull out barra- Pull-out barra

- Pull-out barra e malta iniezione- Rottura del cono di muratura

ANCORAGGIO CATENE ANCORAGGIO CATENE ANCORAGGIO INIETTATO:ANCORAGGIO INIETTATO: MECCANISMI RESISTENTI

superamento aderenzalt b ll t b

superamento aderenza malta-muratura:ll t b + lt i i tt t1) 2)Ancoraggio iniettato

tirante, dt

dblbml bm

malta-barra: pull-out barra

bmd

l

pull-out barra+malta iniettata1) 2)

F F

Ancoraggio iniettato

b

db

τ τbm

dmF F

l F l F

rottura cono muratura3)

lbm,1 Fτbdbπ

ldπ

bm,2mτbmF

bml max[ bm,1l bm,2l bm,3l ]

mtfF Fα

superficiedi rottura, Sm

F F

Sm

α

l Flbm,3Smfmt

Fsenα

ANCORAGGIO CATENE ANCORAGGIO CATENE

CONTROVOLTE IN C.A.CONTROVOLTE IN C.A.D EVITARE !!!Da EVITARE !!!

Messa in opera

decompressione

Messa in opera

decompressione

scorrimento

APPENSIONE VOLTEAPPENSIONE VOLTED EVITARE !!!Da EVITARE !!!

INTERVENTI TI “SCUCI E CUCI”INTERVENTI TI “SCUCI E CUCI”C8A.5.5 INTERVENTI CHE MODIFICANO LA DISTRIBUZIONE DEGLI ELEMENTI VERTICALIC8A.5.5 INTERVENTI CHE MODIFICANO LA DISTRIBUZIONE DEGLI ELEMENTI VERTICALI RESISTENTI

NB: Garantire efficace collegamento con spinottiGarantire uniformità rigidezze

INTERVENTI TI “SCUCI E CUCI”INTERVENTI TI “SCUCI E CUCI”

C8A.5.5 INTERVENTI CHE MODIFICANO LA DISTRIBUZIONE DEGLI ELEMENTI VERTICALI RESISTENTI

NB: Garantire efficace ingranamento tra murature vecchie e nuoveGarantire uniformità rigidezze

INTONACO ARMATOINTONACO ARMATOMURATURE ANTICHE MALTA DI CALCE + RETE FIBRE DI VETROParticolare 3Rimozione intonaco cementizio e formazione intonacoarmato con rete in fibra di vetro

Formazione nuovo strato di intonacoin malta di calce idraulica naturale armatocon rete da intonaco (s = 3-4cm)

Rimozioneintonacocementizio

Formazione stratodi intonaco di finiturain malta di calce (1.5-2cm)

MURATURE ANTICHE MALTA DI CALCE + RETE FIBRE DI VETRO

NB: Intonaco di malta di calce + rete in fibre di vetro o rete da intonaco,

NON i l tNON si usa la rete elettrosaldata

INTONACO ARMATOINTONACO ARMATOMURATURE IN LATERIZIO E MALTA DI CEMENTO INTONACO CEMENTIZIO +MURATURE IN LATERIZIO E MALTA DI CEMENTO INTONACO CEMENTIZIO + RETE ELETTROSALDATA

- Impiego cls alte prestazioni con retep g p- Cls alte prestazioni con fibre- Collegare sempre i paramenti contirantini antiespulsivi

… QUALCHE OSSERVAZIONE… QUALCHE OSSERVAZIONEDisposizione mattoni: Possibilità di intervento:

- intonaco armato / placcaggio anche con cls speciali

Disposizione problematica

i i hi

Disposizione mattoni: Possibilità di intervento:

- Valutare introduzione setti esterni- Valutare efficacia diaframmi in cls

per i carichi verticali

Se muratura uniforme valutare possibilità prove in sito

… QUALCHE OSSERVAZIONE… QUALCHE OSSERVAZIONE

Il recupero del sottotetto comporta obbligo di adeguamento ???

Cosa dice la norma…

8.4.1 INTERVENTO DI ADEGUAMENTO È fatto obbligo di procedere alla valutazione della sicurezza e, qualora necessario, all’adeguamento della costruzione, a chiunque intenda:g

a) sopraelevare la costruzione; b) ampliare la costruzione mediante opere strutturalmente connesse alla costruzione;c) apportare variazioni di classe e/o di destinazione d’uso che comportino incrementic) apportare variazioni di classe e/o di destinazione d uso che comportino incrementi

dei carichi globali in fondazione superiori al 10%; d) effettuare interventi strutturali volti a trasformare la costruzione mediante un

insieme sistematico di opere che portino ad un organismo edilizio diverso dalinsieme sistematico di opere che portino ad un organismo edilizio diverso dal precedente.

Una variazione dell’altezza dell’edificio, per la realizzazione di cordoli sommitali, sempre che resti immutato il numero di piani, non è considerata sopraelevazione o ampliamento, ai sensi dei punti a) e b). In tal caso non è necessario procedere all’adeguamento, salvo che non ricorrano le

di i i di i i d ti ti ) d)condizioni di cui ai precedenti punti c) o d).

… Valutare caso per caso …

CONSOLIDAMENTO CON INTONACO ARMATO

… INTONACO … INTONACO ARMATOARMATO

Particolare 3Rimozione intonaco cementizio e formazione intonacoarmato con rete in fibra di vetro

Formazione nuovo strato di intonacoin malta di calce idraulica naturale armatocon rete da intonaco (s = 3-4cm)

Rimozioneintonacocementizio

Formazione stratodi intonaco di finiturain malta di calce (1.5-2cm)


NTC– prove sperimentali– in mancanza di prove sperimentali che quantifichino l’incremento di resistenzain mancanza di prove sperimentali che quantifichino l incremento di resistenza ottenuto con l’intervento si applica il coefficiente indicato in tabella C8A.2.2, diversificato per le varie tipologie indicate in Tab. C8A.2.1, sia ai parametri di resistenza (fm e τ0) sia ai moduli elastici (E e G)resistenza (fm e τ0), sia ai moduli elastici (E e G).


INTONACO ARMATOINTONACO ARMATOCONSOLIDAMENTO CON INTONACO ARMATO

(A) Per i parametri di partenza della muratura non consolidata non si applica il coefficiente relativo alla connessione trasversale, in quanto l’intonaco armato, se correttamente eseguito collegando con barre trasversali i nodi delle reti di armatura sulle due facce, realizza, tra le altre, anche questa funzione.

(B) Nei casi in cui le connessioni trasversali non soddisfino tale di i il ffi i t lti li ti d ll’i t t d di icondizione, il coefficiente moltiplicativo dell’intonaco armato deve essere diviso

per il coefficiente relativo alla connessione trasversale riportato in tabella

Se hp (B) 2.5/1.5 = 1.67

INIEZIONE MURATUREINIEZIONE MURATURECONSOLIDAMENTO CON INIEZIONI DI MISCELE LEGANTI:

tubo peringhisaggio

foro spia per verificareil riempimento

CONSOLIDAMENTO CON INIEZIONI DI MISCELE LEGANTI:

g gg

barre ad aderenzamiglioratamigliorata

miscela per inghisaggio

tappo in gesso

foro con carotatricemin. Ø30 per barre Ø14min. Ø30 per barre Ø14

1) Foro Ø30 con carotatrice

20kg MACFLOW

2) Inghisaggio barre a bassa pressione

Composizione miscela:Iniezione miscela con pompa manuale

20kg MACFLOW

7 L acqua (rapp. A/C=0.27)100g. Fibre "RICEM MC 2.5 DTE 3mm."

INIEZIONE MURATUREINIEZIONE MURATURECONSOLIDAMENTO CON INIEZIONI DI MISCELE LEGANTI:CONSOLIDAMENTO CON INIEZIONI DI MISCELE LEGANTI:NTC – prove sperimentali– in mancanza di prove sperimentali che quantifichino l’incremento di resistenza ottenuto con l’intervento si applica il coefficiente indicato in tabella, diversificato per le varie tipologie, sia ai parametri di resistenza (fm e τ0), sia ai moduli elastici (E e G).NB: - Se la muratura originale fosse stata classificata con malta di buone caratteristiche, il coefficiente va applicato al valore di riferimento per malta di scadenti caratteristiche: il risultato ottenibile attraverso questa tecnica di consolidamento è indipendente dalla qualità originaria dellaottenibile attraverso questa tecnica di consolidamento è indipendente dalla qualità originaria della malta (nel caso di muratura con malta di buone caratteristiche, l’incremento di resistenza e rigidezza ottenibile è percentualmente inferiore)

DIATONI ARTIFICIALIDIATONI ARTIFICIALI

Rimozione intonaco cementizioed eventuale iniezione di mi

FORMAZIONE DIATONI ARTIFICIALI

Formazione diatoni artificiali con tiranti inacciaiozincato: barre lisce filettate alle estremitàØ10/80x80cm

t t di i t i lt di l id linuovo strato di intonaco in malta di calce idraulicanaturale armata con reti da intonaco (s=3-4cm) esottile strato di intonaco di finitura (s=1.5cm)

passo dei tiranti < spessore del muro

DIATONI ARTIFICIALIDIATONI ARTIFICIALI

FORMAZIONE DIATONI ARTIFICIALI

passo dei tiranti < spessore del muro

“RINCOCCIATURA”“RINCOCCIATURA”

Rifacimento intonaco in presenza dimurature fortemente irregolari in sezione

RINCOCCIATURA

u atu e o te e te ego a se o e

in presenza di cavità, al fine di contenere la quantità di intonacosi dispongono elementi di laterizio pieno, eventualmente fissati conperni di acciaio.

INTERVENTI PER IL MIGLIORAMENTOINTERVENTI PER IL MIGLIORAMENTOINTERVENTI PER IL MIGLIORAMENTO INTERVENTI PER IL MIGLIORAMENTO SISMICOSISMICO


CATENE PERIMETRALICATENE PERIMETRALI

1 INCATENAMENTI

C8A.5.1 INTERVENTI VOLTI A RIDURRE LE CARENZE DEI COLLEGAMENTI

1. INCATENAMENTI

Principio: ripristinare il comportamento scatolare

Messa in opera di catene perimetrali. (in generale non si impiegano FRP)


1 INCATENAMENTI


1. INCATENAMENTI

Principio: ripristinare il comportamento scatolare

Senza

Con CATENE

Senza CATENE

Messa in opera di catene perimetrali. (in generale non si impiegano FRP)


Le catene possono essere:• esterne oppure alloggiate entroesterne, oppure alloggiate entroscanalature di qualche centimetro diprofondità o, raramente, entro foripraticati con la carotatrice.praticati con la carotatrice.

• attive, passive, aderenti o non aderenti.Le catene attive con debole pretensione e non aderenti limitano la fessurazione erendono l’intervento quasi reversibile ma devono essere protette dalla corrosionerendono l intervento quasi reversibile ma devono essere protette dalla corrosione.

• tesate con martinetto o con sistemi a vite.

CATENE PERIMETRALICATENE PERIMETRALIxx

Le catene possono essere:• esterne oppure alloggiate entroesterne, oppure alloggiate entroscanalature di qualche centimetro diprofondità o, raramente, entro foripraticati con la carotatrice.praticati con la carotatrice.

• attive, passive, aderenti o non aderenti.Le catene attive con debole pretensione e non aderenti limitano la fessurazione erendono l’intervento quasi reversibile ma devono essere protette dalla corrosionerendono l intervento quasi reversibile ma devono essere protette dalla corrosione.

• tesate con martinetto o con sistemi a vite.


B

AA F tanoa α

F va BF oa

F

oa

F F oa

va F oa

F tan oa α

F = f L /8 oa 2 F +F tanva oa α

F tan oa α

A

α F va F oa

F = f L /8 oa 2

+ C t ll it t C t iù ll it t A+ Catene meno sollecitate- Impatto visivo

- Catene più sollecitate+ Nascoste alla vista

CATENE PERIMETRALICATENE PERIMETRALIL l i d ll t i t li è INEFFICACE i diLa soluzione delle catene perimetrali è INEFFICACE in caso di:

a) Snellezza eccessiva delle pareti

Catene perimetrali INEFFICACI per

tmin

tmint

tminLx 10

Lx

b) Presenza di canne fumarie, quando non sia ipotizzabile la formazione del sistema arco-catena

CATENE PERIMETRALICATENE PERIMETRALIL l i d ll t i t li è i ffi i diLa soluzione delle catene perimetrali è inefficace in caso di:

a) Snellezza eccessiva delle pareti

Catene perimetrali INEFFICACI per

tmin

tmint

tminLx 10

!!!Lx

b) Presenza di canne fumarie, quando non sia ipotizzabile la formazione del sistema arco-catena

CATENE PERIMETRALICATENE PERIMETRALIL l i d ll t i t li è i ffi i diLa soluzione delle catene perimetrali è inefficace in caso di:

c) Murature scadenti

A Incapaci di sostenere le importanti compressionidell’arco di scarico

d) Presenza di porticati o strutture particolari

Necessità di diaframmi di piano o falda


Catene inefficaci; Possibile soluzione: diaframma di piano.



OSSERVAZIONE:


PLACCAGGI CON FIBRE DI CARBONIO‐ Cerchiature‐ Rinforzo angolate‐ Rinforzo angolate

Utilizzo degli FRP adeguato su edifici in c.a., SCONSIGLIABILE su muratura o legno.

Problemi in presenza di variazioni di umiditàrischio delaminazione.

CORDOLI IN SOMMITA’CORDOLI IN SOMMITA’MIGLIORARE IL COLLEGAMENTO TRA LE PARETI

Tipologie:- muratura a tutto spessore di buone caratteristiche/ mattoni pieni con “giunto armato”- in acciaio- in c.a. solo su murature ben organizzate (mai su murature miste) e solo di

lt li it taltezza limitata

- spesso necessaria bonifica muratura in sommità pre evitare brusche variazioni di rigidezzag

Collegamento alle murature esistenti:- spinotti p- attrito

PRUDENZA !!!

STESSE LIMITAZIONI DELLE CATENEEVITARE CORDOLATURE INTERMEDIE NELLO SPESSORE DELLE PARETI

DIAFRAMMI DI PIANO O DI FALDADIAFRAMMI DI PIANO O DI FALDA

DIAFRAMMI DI PIANO E DI FALDA

Meccanismo attivabile dopo l’intervento:l fFlessione fuori piano.

CW2

Wc' Wc'

Diaframmi di piano Diaframmi di falda

H CW

CW2Wm

C t t

Hh

CW1

W1

Comportamento scatolare b

DIAFRAMMI DI PIANO O DI FALDADIAFRAMMI DI PIANO O DI FALDA

DIAFRAMMI DI PIANO E DI FALDA

Meccanismi INIBITIdalla formazione di diaframmi di piano d f lde di falda

CW2

Wc' Wc'

H CW

CW2Wm

Hh

CW1

W1

bFlessione fuori piano

FORMAZIONE DI DIAFRAMMI DI PIANO

DIAFRAMMI DI PIANODIAFRAMMI DI PIANO

di pianodiaframma

setto resistente a taglio OBIETTIVO: organizzare nellospessore del solaio un diaframma

parete parallela al sismasez.A

LFo

spessore del solaio un diaframmache, opportunamente collegatoalle pareti perimetrali, trasferiscal'azione sismica dell'impalcato edelle murature di competenza ai

f

LH

F

Fo delle murature di competenza aisetti resistenti al taglio.

MV M

Fc

VFc=M/HF

corrente

pannello

Fc M/H

sp p

sez.A azione sismica dell'impalcato

smp p

ihzona di competenza

diaframmadi piano

SUDDIVISIONE DEI COMPITI:‐momento flettente ai correntitaglio al pannello d’anima

parete ortogonale al sisma

azione sismica delle muraturenella zona di competenza

‐ taglio al pannello d anima

DIAFRAMMI DI PIANODIAFRAMMI DI PIANOFORMAZIONE DI DIAFRAMMI DI PIANO

di pianodiaframma

parete parallela al sismasez.Ap

F

setto resistente a taglio

f

LH Fo

Il diaframma raccoglie le forze inerziali e l t f i i tti i t ti l ile trasferisce ai setti resistenti al sisma:

A) Organizzazione del diaframma‐ CORDOLI‐ PANNELLO D’ANIMA‐ LESENE

B) Organizzazione dei collegamentiB) Organizzazione dei collegamenti‐ Impedire lo strappo delle pareti caricate fuori piano >>> TIRANTI‐ Trasferiemento dell’azione di taglio tra impalcato e muratura >>> SPINOTTI

DIAFRAMMI DI PIANODIAFRAMMI DI PIANOFORMAZIONE DI DIAFRAMMI DI PIANO

progressivamente si riduce l’effetto irrigidente rispetto ai carichi verticali (1‐2‐3), ci si muove verso un intervento di solo miglioramento i icappa c.a.

connettori

sismico1

connettori

3-5 mmlastra di acciaio

Lastra sottile in c.a. ordinario oppure ad alte prestazioni

assito esistentepannello multistrato

chiodatefasce metalliche

assito esistente3 5 mm

a spinottoconnettori

23

saldaturespinotto

(a)Diaframma in pannelli di legno multistrato Diaframma in sottili lastre di acciaio


f

ORGANIZZAZIONE E DIMENSIONAMENTO DEL DIAFRAMMA DI PIANO

PANNELLO

R3

3

4R

4

c2

c1

f=f +f +f1 2 i

R =R =fL/23 4r rmq r3

3

3 c2

Fc

L

(M) M fL/82

q =33Rz

M (M)

V (V)

M=fL/82

V=fL/22 1c

q3

Fc

fr3q3

(N)

CORRENTILESENA

3R 2

r3

c

z

cF

=Fc z/M

qmB 3 m3

q3

N3

q 3RBm3

; q =3

q (z-B )N =3 3 3m

3m =

c1

Fc

q ( )3 3 3m


f

DIMENSIONAMENTO DEL DIAFRAMMA DI PIANO in CEMENTO ARMATO

PANNELLOxΔ F ΔF

x

F + F

Fc Δ

ΔR3

3

4R

4

c2

c1

f=f +f +f1 2 i

R =R =fL/23 4r r

xΔq

xΔFc F +c ΔFc

Δx

FsycF + F cΔ

x 2/2Δn

L

(M) M fL/82

Δy dΔxΔy

M (M)

V (V)

M=fL/82

V=fL/22

45° y

x

CORRENTI

fr3q3

(N)

LESENA

3R 2

r3

c

z

cF

=Fc z/M

qmB 3 m3

q3

N3

q 3RBm3

; q =3

q (z-B )N =3 3 3m

3m =

c1

Fc

q ( )3 3 3mAcC, AsC

AcL, AsL

ORGANIZZAZIONE DEI CORRENTI


spinottidoppia rete

armatura di

ll

ORGANIZZAZIONE DEI CORRENTI

cordolo

collegamento

cordolo

spinotti

[Ref. 4]

DIMENSIONAMENTO DEL DIAFRAMMA DI PIANO in MULTISTRATO FENOLICO


d l i t l i i i hi d t

lamiera dicoprigiuntos=2mm

pannelli di legnomultistrato27mm, soggetti a

cordolo perimetrale in acciaio, chiodatoal panello e spinottato alla muratura

s 2mm ggflusso di sforzitangenziali q

spinotti per il collegamento alle

chiodi in acciaio adalta resistenza,soggetti ad azionitaglianti Vi e

murature (cap. 6.1.1)

V itaglianti Vi edisposti adinterasse i.

q



l i di pannelli di legno

cordolo perimetrale in acciaio, chiodatoal panello e spinottato alla muratura

lamiera dicoprigiuntos=2mm

pannelli di legnomultistrato27mm, soggetti aflusso di sforzitangenziali qtangenziali q

chiodi in acciaio ad altaresistenza, soggetti ad

i i t li ti V

spinottisaldati

spinotti

spinotti per il collegamento allemurature (cap. 6.1.1)

azioni taglianti Vi edisposti ad interasse i.

correnteacciaio

pannellimultistrato

correnteacciaio multistrato

pannelli

assitochiodichiodi assito



assito esistentepannello multistrato

chiodatefasce metalliche

PANNELLOPannello agli appoggi soggetto al flusso massimo

COLLEGAMENTO PANNELLO‐PANNELLO

Fasce di coprigiunto

s = q3 / τESs = q3 / τES(sCOMM = 27.5 mm, τP = 1 MPa)

Vic (d4) = 1‐1.5 kN ≅ ½ ViuΔx = Vic /q(x)



COLLEGAMENTO PANNELLO ‐ LESENA ‐MURATURA

COLLEGAMENTO PANNELLO – LESENATramite CHIODATURA

q Δx = Vic (d4) == 1‐1.5 kN ≅ ½ Viu

/

Δx

Δx = Vic (d4) / q

COLLEGAMENTO LESENA MURATURA tramite PIOLI

q Δx = VSP (d16) = 15 kN= VSP (d20) = 20 kN

Δx = VSP / q


ORGANIZZAZIONE E DIMENSIONAMENTO DEI COLLEGAMENTI

SPINOTTI per trasferire il taglio ai setti resistenti

spinotttiranti


lesena

lesena

i

q

lesena

V

spinotto

Vi

Vi qVi

l'' l'

Vi

F di t li l ttForza di taglio sul connettore:

Vi = q x i i = VI/qi VI/q

Vi : si ricava da prove sperimentali o modelli analitici (rif. VSP (d16) = 15 kN; VSP (d20) = 20 kN. In generale 1 d16 / 50 cm)



ti tispinottitiranti


20

25V, KN

10

15

20d 16mmposato a secco entro muratura di medie

0

5

403020100

[REF.5]

-40-30-20-100spostamento, mm

(rif. VSP (d16) = 15 kN; VSP (d20) = 20 kN)



TIRANTI per trattenere le pareti caricate fuori‐piano

p

Apmf

cordolocordololl

tirantetirante

pmmp

FFmfpannello F

VF

se A azione sismica

f 1

i

co

pannellos

mp pih

sez.A dell'impalcato

diaframma

Forza di trazione sul tirante:

F = σs AS = pm x hi x i i = σs AS/( pm x hi )(Rif 1 d14‐16 /1 5m)

parete ortogonale al sisma

azione sismica delle muraturenella zona di competenza

zona di competenza

diaframmadi piano

(Rif. 1 d14 16 /1.5m)



TIRANTI per trattenere le pareti caricate fuori‐piano

mp mp

bbm bbm

F F

τ dm

tirante, d tirante, dt

τb

cordolo

fmt

superficiedi rottura, Sm

fmtF F

Sm

α

3,5


3,0a]

2,0

2,5

renz

a [M

Pa

1,5

orzo

di A

der

LVDT 6

bm

F

τ

tiran

0,5

1,0Sfo

LVDT 7

LVDT 8

τb

0,00,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50

Spostamento Estremità Carica [mm]Spostamento Estremità Carica [mm]


Introduzione di stralli

ALTRE SOLUZIONI PROPOSTE IN LETTERATURA

metallici

‐ Verificare che gli f i isforzi non siano eccessivamente concentrati

Travi reticolari in acciaio realizzate nello spessore del solaiospessore del solaio

‐ Concentrazione degli sforziDifficoltoso l’eventuale collegamento alle‐ Difficoltoso l eventuale collegamento alle

murature

COPERTURE SCATOLARICOPERTURE SCATOLARI

FORMAZIONE DI DIAFRAMMI DI FALDA – COPERTURE SCATOLARI


FORMAZIONE DI DIAFRAMMI DI FALDA ‐ COPERTURE SCATOLARI

• il ribaltamento delle pareti perimetrali avviene quando gli eventuali dispositivi di confinamento (quali catene o contrafforti, solai e copertura) non forniscono un sufficiente contrasto all’azione di ribaltamento indotta dal sisma.

• L’azione ribaltante può incrementare in presenza di tetti spingenti

ηw3

24

15


church office church


church office church

C = 7%bell tower

old vestry

CWWc' Wc'

Hh

CW1

CW2

W2Wm

hW1

b

C = 5% C = 20%



existing planksplywood panelsnailedsteel straps

existing planksstud connected wooden planks

existing planksplywood panels

nailedsteel strapssteel straps

connectorsstud

concrete slabe isting ooden planksthin steel plate

(Giuriani et al., 2005) (Giuriani and Marini, 2005)

existing wooden planks2-3 mm

connectorstud

thin steel plate

existing plank

( )(Giuriani and Plizzari, 2000) (Piazza and Turrini, 1983)


• metodo semplificato basato sul criterio di resistenza

COPERTURE SCATOLARI – CRITERI DI PROGETTAZIONE

corrente di grondatimpanopannello di falda

h1

h3 1m

Lx

L

diaframmadi piano

yL• componenti principali della copertura scatolare

• distribuzione dei carichi

timpano

A.Marini, E. Giuriani



r1z

r1y f1yp1 h

l12

1z

3 = -r1y

g1 g1

A Ba p3 h3

y

5

4 2

1

Struttura labileLy

5 1

r1zg1

f 2p l p h= +r1y

4 2

3

p h3 3 p h3 3

p1

1y 1 12 3 3f 2p l p h= +

Azione a telaio

p h3

23 nA

p h3

23 nA

2/lL/)hhhl( 2/lgL/)hhphlp(n 121y1331121A −+=

2/hpv 33A =



r1z

r1y f1yp1 h

l12

1z

3 = -r1y

g1 g1

A Ba p3 h3

y

5

4 2

1

Struttura labileLy

5 1

r1zg

f 2p l p h= +

f1yf1y -r1y

1y 1 12 3 3f 2p l p h= +


f1yf1y -r1y Diaframmi di falda progettati come folded plates semplicemente appoggiate sui timpani di testata e soggetti a carico uniformemente

ycx 13

R f1y xL /82 f1y xL /2

1

x

f1y

y2

L

z

M

x

V

L

yR

• progetto del diaframma come strutturaCORRENTE‐PANNELLO

Ly

F (x)13M(x)

• progetto connessioni:•Pannello – Pannello•Pannello – Correnti

F (x)13

( )13

xzf1y

R 2f L •Pannello – Lesene•Lesene – Murature perimetrali

y 21y x

13y y

f LMFL 8L

= =

VERIFICA DI DEFORMABILITA’ DELLA COPERTURA SCATOLARE

COPERTURE SCATOLARICOPERTURE SCATOLARIVERIFICA DI DEFORMABILITA DELLA COPERTURA SCATOLARE

nodo 2(11)

f1y3 3'

24 2'4'ye

ye nodo 1

15σme

• deformazione allo stato limite di danno e ultimooF

ey hh *'e γγ ≤

ewe yy ≤ 33e h%)21(hd −==

%5.025.0 −=

LL

33e

= β h3


VERIFICA DI DEFORMABILITA’ DELLA COPERTURA SCATOLARE

(11)

*'e γγ ≤

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+= *

wy

x

id*w

3x

y1'e

G1

tL1

2L

JEL

241fy

ewe yy ≤⎥⎥⎤

⎢⎢⎡

+=tLG8

Lf

JE

Lf384

5y *

2xy1

*

4xy1

e

⎦⎣ wyidw

⎥⎦⎢⎣ αcostLG8JE384 ywidw

Diaframma in pannelli multistrato: rigidezze equivalenti

pnwn

pn*w lk

A2

lkE

+=

p g q

txA nwn Δ=

Δ passo chiodaturaw

wn E

pn*w lk

lkG =

nxΔ passo chiodatura

lp = 1200 mm, Awn = 50 mm∙27.5mm,

w

pnwn G

lkA2 + Ew= 5000 MPa, Gw= 2500 MPa, kn = 2700 N/mm (rigidezza del chiodo)


pannelli di legno multistratopannelli di legno multistrato

COLLEGAMENTO DELLA COPERTURA SCATOLARE CON LE PARETI PERIMETRALI

spinotti

correnti di gronda

correnti di grondaspinotti

bonifica dellamuratura

strato sottile dimalta di calcearmato con reteda intonaco

ancoraggi muraturamedianteiniezioni dimalta di calce

profondi( )


3000

co [

kg]

SABBIO CHIESE, 13.01.2009Santuario della Madonna della Rocca ‐ ponte nord

2500

Car

ic p

prova di taglio su collegamento a spinotto trapiastra di acciaio ‐ pannello

1500

2000p pdi legno e strato di malta di calce armata con 4 strati di rete da intonaco ‐muratura

1000

1500

500

00 1 2 3 4 5 6 7 80 1 2 3 4 5 6 7 8

spostamento [mm] COMP. A COMP. B

Esempio: coperture scatolariEsempio: coperture scatolari

Hp: azione sismica sulla copertura scatolareLx = 30.0 m Ly = 10.0 m h1 = 2.02 m h3 = 3.0 m sm= 0.5 m γm = 20 kN/m3

Hp: azione sismica sulla copertura scatolare

pari al 20% del carico verticale

gm m

α= 22° l12 = 5.39 m

g1=3 kN/m2

0 2 0 6 kN/ 2

p1 hl12

g1

p1 = 0.2 g1= 0.6 kN/m2

p3 = 0.2 (γm sm )= 2 kN/m2a p3

Ly

h


lg1

a

p1

p3

hl12

hp3

Ly


hipped end

APPLICAZIONI STRUTTURALI

roof diaphragms

head gable

hipped end

floor diaphragm

south wallporch columns

y

x

head gable

Palazzo Calini ai Fiumi BresciaPalazzo Calini ai Fiumi, Brescia, Facoltà di Legge

(progetto: prof. ing. E.Giuriani)


APPLICAZIONI STRUTTURALI

San Faustino, Segreteria Studenti dell’Università degli studi di Brescia

(progetto: prof. ing. E.Giuriani)

BibliografiaBibliografia –– diaframmidiaframmi didi piano e piano e didi faldafalda

1. Giuriani E. 2004. L’organizzazione degli impalcati per gli edifici storici. L’Edilizia. Speciale Legno strutturale, N. 134.2. Giuriani E., Marini A. 2008. Wooden roof box structure for the anti‐seismic strengthening of historic buildings.

Journal of Architectural Heritage: Conservation, Analysis and Restoration. ISSN 1558‐3058 Vol.2(3) Pag. 226‐246.Journal of Architectural Heritage: Conservation, Analysis and Restoration. ISSN 558 3058 Vol. (3) Pag. 6 46.3. Del Piccolo M., Giuriani E., Marchina E. 1999. Studio sperimentale sulle connessioni solaio‐parete mediante

ancoraggi iniettati”, Università degli Studi di Brescia, Dip. Ingegneria Civile, Technical Report n. 2‐3.5. Tengattini C.G., Marini A., Giuriani E. 2006. Connessioni a taglio nelle murature. TR 3a.1‐UR11‐1 RELUIS ‐ Progetto di

ricerca N.1 ‐ Vulnerability assessment and anti‐seismic strengthening of masonry buildings.y g g y g6. Giuriani E., Plizzari G.A., Bassini C. 1999. Experimental results on masonry wall anchored ties. VI Intern. Conference

"Structural Studies, Repairs and Maintenance of Historical Buildings STREMAH 99", Dresden C.A. Brebbia, W.JagerEditors, WIT Press, Southampton, UK, pp.55‐64.

7. Giuriani E., Marini A. 2008. Experiences from the Northern Italy 2004 earthquake: vulnerability assessment and, p y q ystrengthening of historic churches. Invited paper. VI International Conference on Structural Analysis of HistoricalConstructions SAHC 2008. 2‐4 July, Bath, England. pag. 13‐24. Ed. Taylor and Francis, London, UK. ISBN 978‐0‐414‐46872‐5.

APPENDICEAPPENDICECALCOLOCALCOLO DIDI SOLAISOLAI MISTIMISTI LEGNOLEGNO‐‐CLSCLSCALCOLOCALCOLO DI DI SOLAISOLAI MISTIMISTI LEGNOLEGNO CLSCLS

STRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLS

Principali problematiche dei solai in legno:

E i d f bilità- Eccessiva deformabilità.

- Rumorosità al calpestio.

Ref. [5]

Irrigidimento flessionale di solai:

STRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSIrrigidimento flessionale di solai:

- Doppio assito organizzato:

Può essere alternativamente realizzato con LVL, oppure con tavole di legno.

STRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSIrrigidimento flessionale di solai:Irrigidimento flessionale di solai:

- Sottile lastra in c.a. ordinario (5 cm), oppure ad altissime prestazioni (2 cm), piolato.

cappa c.a.

connettori

- Soluzione valida anche per solai nuovi in lamellare per grandi luci - Zona sismica: possibilità di organizzare il diaframma di piano

STRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSIrrigidimento flessionale di solai:Irrigidimento flessionale di solai:

- Lastra in speciale malta di calce idraulica naturale (5 cm, fck,28g =15MPa E = 16000MPa) armata con rete di fibra di vetro Campi di applicabilità: edificiE28g= 16000MPa) armata con rete di fibra di vetro. Campi di applicabilità: edifici storici nei quali sussista un problema di compatibilità.

STRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSL’efficacia dell’irrigidimento flessionale dipende dalla rigidezza del connettoreL’efficacia dell’irrigidimento flessionale dipende dalla rigidezza del connettore, il comportamento duttile a rottura è possibile solo adottando connettori duttili

Vi Vi

Tipi di connettori:

PROVE A TAGLIO SULLA SINGOLA CONNESSIONE

STRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSPROVE A TAGLIO SULLA SINGOLA CONNESSIONE

40

45

50ASSITO INTERROTTO

30

35

40

rce,

Vi [

kN] Vu

15

20

25St

ud S

hear

for

P11-S20ik7P18-S20ik7

0

5

10

S P21-S20ik7GiurianiPiazzaEC5

Kp

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Slip, δ [mm]

1) CAMPO ELASTICO 2) COMPORTAMENTO A

KpROTTURA Vu

STRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSPROVE DI CARICO SU TRAVETTI IN SCALA REALE

TRAVE SU DUE APPOGGI

860

BREVE DURATA LUNGA DURATA

STRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSp =2 5kN/m2

200 Load, F [kN] Calcestruzzo c

ppermanenti portati =2,5kN/m2

qvariabili=3,0kN/m2

160

180

1

2

4 3 Legno

Calcestruzzo cConnessione

infinitamente rigida

120

140

kN]

4 3 Legno w

80

100

Load

, F [k

3Pes

40

60Freccia 1Freccia 2Connessione

Calcestruzzo c2Pes

0

20Freccia 2Freccia 3Freccia 4

Connessione nulla

wLegno

Pes

00 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Deflection, f [mm]

PROVE DI CARICO DI LUNGA DURATA

STRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSPROVE DI CARICO DI LUNGA DURATA

860

P=4,2kN* 2 2esP = (2,5kN/m + 3kN/m * 0,3) * 0,9m = 3,06kN/m

2 2* eses

P * L 3,06kN/m * (8,4m)M = = = 26,99kNm8 8


16 1214 57mm

N.B.: la freccia dovuta al peso proprio è esclusa

12

1410

14,57mm

55%

10

12

f [m

m] 8

nten

t [%

]+ 55%

6

8

Def

lect

ion,

4

6

oist

ure

Con

f 14 57 +4 4 18 97

Freccia peso proprio

f/L 1/450

2

4

D

2

4

Mo

Freccia 1Freccia 2F i di

2

ftot =14,57mm+4,4mm=18,97mm f/L=1/450

0

2

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27 30 33 36 39 420

Freccia mediaumidità trave

1

Time, t [g]


MODELLI ANALITICI per il calcolo di strutture miste legno-calcestruzzoper il calcolo di strutture miste legno-calcestruzzo

Metodo di Moehler (CNR DT 206 - EC5)Metodo di Moehler (CNR DT 206 EC5)

Metodo n “modificato”


MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSHP di connessioneperfetta e sezionipiane


δ1 δ2 δ 3


KP1 KP2 KP1


Kp = ∞ Kp1 Kp2 Kp = 0

σJ0=Jw+Jc Jeff= 6-7J0Jid=1.2-1.4 Jeff

p

0σw





deformazione reale


MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSHP di connessioneperfetta e sezionipiane


δ1 δ2 δ 3


KP1 KP2 KP1


EUROCODICE 5 E CNR DT 206 NONEUROCODICE 5 E CNR DT 206 NON CONSENTONO L’IMPIEGO DELL’HP DI

CONNESSIONE INFINITAMENTE RIGIDAKP= 2 KSER





deformazione reale

Ö

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSMETODO APPROSSIMATO DI MÖHLER e METODO N MODIFICATO

I metodi si basano sul calcolo della rigidezza flessionale efficace Jeff della trave composta.

Jw < Jw+Jc < Jeff (KP) < Jid

Assito interrotto KP SLE= 2 KSERKP,SLE 2 KSER

KP,SLU= 2/3 (2KSER )

Ö

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSMETODO APPROSSIMATO DI MÖHLER e METODO N MODIFICATO

I metodi si basano sul calcolo della rigidezza flessionale efficace Jeff della trave composta.

Jw < Jw+Jc < Jeff (KP) < Jid

Assito interrotto KP SLE= 2 KSER

Assito passante (t>0)Modelli di comprovata efficaciaKP,SLE 2 KSER

KP,SLU= 2/3 (2KSER ) Modelli di comprovata efficacia

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSÖ

1. Ipotesi di sezioni piane per le sole sezioni parziali.2. Comportamento elastico lineare dei materiali e della connessione (Kp=Kser)

METODO APPROSSIMATO DI MÖHLER

p ( p ser)3. Connessione uniformemente distribuita lungo l’asse della trave. In caso di

passo s non costante si adotta un passo equivalente seq.

)II(II 0id0eff −γ+= 0idw2 s)I(IE11/γ −+

Per carico uniformemente distribuito:

2P

2G

0idw

LKd)(π11/γ +=

SLU: Kp = 2/3 Kser- γ = coefficiente di efficacia; - Ew e Ec = moduli elastici del legno e del calcestruzzo; - Iid = momento d’inerzia della sezione ideale omogeneizzata al legno (mm4);

γ(KP)p

- I0 = Iw + nIc (mm4) = momento d’inerzia della sezione priva di connessione omogeneizzata al legno;

- n=Ec/Ew coefficiente di omogenizzazione; d = distanza fra i baricentri della soletta e del travetto (mm);- dG = distanza fra i baricentri della soletta e del travetto (mm);

- s = passo dei connettori (mm); - KP = rigidezza del singolo connettore (N/mm); - L = luce della trave (mm).

maxmineq 0,25s0,75ss +=


MdN/dx


ϕ Nd G

wM

cM

N+dN

N+dNM + dMc c

N

N

cM

Nw N+dN

M + dMw w

NwM

dx

Il momento esterno è equilibrato da Mc e Mw e dalla coppia MN=Ndg, dove N è la forza di scorrimento (taglio longitudinale) trasmessa dalla connessione.

MII

M;MInI

Meff

ww

eff

cc == Mc,Mw,N

effeff

wcN MMMMN

−−== 0id0 IIMI

1MN−

γ=⎟⎟⎞

⎜⎜⎛

−=GG dd

NeffGeffG IdId

γ⎟⎠

⎜⎝


MdN/dx


ϕ Nd G

wM

cM

N+dN

N+dNM + dMc c

N

N

cM

Nw N+dN

M + dMw w

NwM

dx

Noti Mc, Mw ed N si calcolano gli sforzi con le formule della pressoflessione:

σc, σwcMNm−=σ wMN

m=σ

VII

γ1dMIIγ1dNq 0id0id −−Il flusso di taglio risulta:

c w

q V

ccc WA

mσ ww

w WAmσ

VI

γddxI

γddx

qeff

d

Geff

d

G=== Il flusso di taglio risulta:

SIIRisultati sperimentali

q, Vp

Il taglio Vp nel connettorepiù sollecitato: max

eff

cmax

effG

0idp Vs

ISγVs

IdIIγsqV =

−==

pmostrano come sia eccessivamente

a favore di sicurezza

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSMETODO n MODIFICATO

La freccia istantanea della trave mista è pari alla freccia della trave calcolata ’ f fnell’ipotesi di connessione infinitamente rigida più un Δv dovuto alla deformabilità

delle connessioni

Δv = 10 δ

δ

vvv ideff Δ+=

Fisso max ΔvMAX δMAX

K P è nota Vp. δKV = I

Si ricava il passo s maxc

p VS/sV =

δKV Pp =*δ/dΔ =ϕ con

c

id*

SId =

L/vΔα=ϕΔ α = 3,2

idid

eff IvIΔ

=

p

Si calcola Ieff

maxid

p I

[Gelfi e Giuriani 2002]

ϕ

Δv = 10 δ

idid

eff vv Δ+Si calcola Ieff

Nota Ieff si calcolano gli sforzi con le relazioni già impiegate.

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSÖDEFORMABILITÀ: METODO APPROSSIMATO DI MÖHLER

)k1(pL5uu4

+==

METODO n MODIFICATO

)k1(EJ384

uu defeff

Moehler,fineff,fin +==

METODO n MODIFICATO

)k1(10)k1(EJpL

3845uuuu defdef

4

confinidfinificatomodnfinefffin +δ++=Δ+== )()(EJ384 defdef

idcon,finid,finificatomodn,fineff,fin

Vi Vi

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLS

Si calcola: idid J,xMETODO n

Per gli sforzi si accetta l’errore in difetto:

idid

w xJM

=σerrore del 20% rispetto alla soluzione di Moehler

ACCETTABILE!

Per la freccia: pL5 4

id ACCETTABILE!

d l 40 50% l)k1(EJpL

3845u def

idfin += errore del - 40-50% sul

calcolo della freccia NON ACCETTABILE!

140

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLS+17%

100

120

P [k

N]

+17%Connessioni rigide(Metodo n)

40

60

80

Car

ico

tota

le P

metodo n

moehler

DIFFERENZE MOLTO PRONUNCIATE NEL

Connessioni deformabili

0

20

40C moehler

metodo n modificato

PRONUNCIATE NEL CALCOLO DELLE

FRECCE

deformabili(Moehler)

42%0 5 10 15 20 25

σw [MPa]

100

120

140

Connessioni rigide(Metodo n)DIFFERENZE

MODESTE NEL

+42%

60

80

100

o to

tale

P [k

N]

metodo n

MODESTE NEL CALCOLO DEGLI

SFORZI

20

40

60

Car

ico metodo n

metodo moehlermetodo n

Connessioni deformabili(Moehler)

00 10 20 30 40 50 60 70

freccia [mm]

modificato(Moehler)Simulazione del comportamento

della trave sperimentale

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSPROGETTAZIONE PER FASIPROGETTAZIONE PER FASI

1) STRUTTURA NON PUNTELLATA:

I FASE

Connessioni -- caricate, Legno + sollecitatogw+gclsI FASE

g

A B

p

MI

I

gw gcls

II FASEA BM I

pII

gpp+q

A B

p

M II

II

2) STRUTTURA PUNTELLATA:

I FASE Connessioni + caricate, l ll it t+qg +g l +gI FASE legno -- sollecitato

p

pp+qgw+gcls+g

A BM


MODELLI ANALITICI per il calcolo di di rigidezza e carico ultimoper il calcolo di di rigidezza e carico ultimo

della connessione

V VVi Vi

M d ll liti i id i lti d ll i

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSModello analitico: rigidezza e carico ultimo della connessione

Comportamento sperimentale d ll i l i 30 000

35 000

della singola connessione

15 000

20 000

25 000

30 000

Vi [N

]

0

5 000

10 000

15 000V

• Modellazione analiticaProve di rifollamento

0

0.0 2.0 4.0 6.0 8.0 10.0

scorrimento, d [mm]

d

Lc

t

• Comportamento teorico della connessione, conforme alle specifiche delle attuali normative EC5 e CNR DT

wL

d6L tot,w ≥delle attuali normative EC5 e CNR DT 206

,

d3L tot,c ≥

RIGIDEZZA DELLA CONNESSIONE;

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSAlessandra MariniLa nuova normativa tecnica

RIGIDEZZA DELLA CONNESSIONE

Trave su suolo elastico alla Winkler

;

Gelfi, Giuriani e Marini

(1998‐2002)

3ser )d/t344(d124000K+

=)E,d,k,k(KZ

IE)(12K swc

^

serSS

3wc

ser ==αα

)d/t34.4( +

4

PS

cc JE4

k=α4

PS

ww JE4

k=α

Z

PSJE4PSJE4

( ) ( ) ( ) ( ) 3w

3c

3wc

2w

2c

22wcwcwc

2w

2c tt3t33Z αα+α+ααα⋅+α+ααα⋅+α+α⋅α+α⋅=

RESISTENZA ULTIMA DELLA CONNESSIONE

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSRESISTENZA ULTIMA DELLA CONNESSIONEMeccanismo di rottura con formazione di due cerniere plastiche

⎧ ⎞⎛

Gelfi, Giuriani e Marini (1998‐2002)

⎪

⎪⎪⎨

⎧

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅⋅

+=

2

hc

hw

hw

yk2

hwhc

hchw

Rk,v dt

dt

ff1

ff

32d

ffff

minF

⎪⎪⎩ δ⋅

⎠⎝

cserK


45

50ASSITO INTERROTTO

35

40

45

kN]

25

30

35

orce

, Vi [

k

20

25

d Sh

ear f

o

P11-S20ik7

10

15

Stud P18-S20ik7

P21-S20ik7GiurianiPi

0

5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

PiazzaEC5

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

Slip, δ [mm]

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSModello analitico singola connessione

30 BS11MC 12%

40 BS11

20

25

/mm]

MC=12%kw=900 N/mmqfhw = 24 MPa30

u [kN]

MC=12%kw=900 N/mmqfhw = 24 MPa

10

15

K [kN/

d20

d16

d1210

20

Vu d20

d16

d12

0

5d20 EC5

d16_EC5

d12_EC50

10 d20_EC5

d16_EC5

d12_EC5

Variazione della rigidezza (K ) e della capacità portante (V ) della

0 10 20 30 40 50 t [mm]0 10 20 30 40 50 t [mm]

Variazione della rigidezza (KP) e della capacità portante (Vu) della connessione in funzione dello spessore dell’assito passante (t).


25] 25

d=12mmd=16mm

Modello analitico singola connessione

20

25e,

Vp

[KN assito interrotto (t=0) 6%

8%10%12%20

25LEGNO LAMELLARE

15

conn

etto

re

assito passante (t 22mm)

14%16%18%20%

156%assito interrotto (t=0)

10Tagl

io c assito passante (t=22mm)

1020%

6%

20%

5 56%

20%

assito passante (t=22mm)

00 1 2 3 4 5

Scorrimento, δ [mm]

00 1 2 3 4 5

Variazione della rigidezza (KP) e della capacità portante (Vu) della connessione in funzione del contenuto d’acqua.

CONNETTORE

MODELLI ANALITICI PER IL PROGETTO DELLE SEZIONI MISTESTRUTTURE MISTE LEGNOSTRUTTURE MISTE LEGNO--CLSCLSCONNETTOREd= 16mmassito passante Interasse connettori:

ESEMPIO

Δx1=100mm per 1/4L Δx2=200mm zona centrale. fh0k = 26.17 MPah0kkw =1300 N/mmqKser = 11577 N/mKser, SLU = 7718N/m

GEOMETRIALuce netta = 4.2 m, Luce di calcolo = 4,37 m

Vuk = 10.9 kNVud = Vuk kmod/γM = 5.81kN

interasse dei travetti di 0,50 m.

Legno di abete S1Profilo resistente:

MATERIALE PROFILO kmod, II

f (MP ) 17 f (MP ) 9 07

VALORI DI PROGETTO

Profilo resistente:fmod = fmok kmod / γm = CARICHIg = 3 0kN/mq

ABETE S3 γM = 1.5Classe servizio 1 kdef = 0.6Classe durata del carico:

t k 0 6

f m0k (MPa) 17 f m0d (MPa) 9.07

f t0k (MPa) 10 f t0d (MPa) 5.33

f t90k (MPa) 0.4 f m90d (MPa) 0.21

f c0k (MPa) 18 f c0d (MPa) 9.60

f (MPa) 2 9 f (MPa) 1 55gK = 3.0kN/mqqK = 2.0kN/mqdurata mediaComb. Quasi perm. Ψ2i =0.2

- permanente: kmod = 0.6- media: kmod = 0.8

f c90k (MPa) 2.9 f c90d (MPa) 1.55

f vk (MPa) 1.9 f vd (MPa) 1.01

E0mean (MPa) 9.5

E0,05 (MPa) 6.4

Gmean (MPa) 3.2

AZIONI INTERNE SLUpd=(1.3gK+1.5qK)x0.5 = 3.45 kN/m Md=8.23 kNm Vd=7.25KnkN

Gmean (MPa) 3.2

Costruzioni in muratura esistenti - Interventi - A. Marini

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