Relazione Di Sintesi-Vecchia Ala PO SULMONA

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PREMESSA ED INDIVIDUAZIONE DEGLI ORGANISMI STRUTTURALI

La struttura oggetto della presente indagine è costituita dall’ala “vecchia” del presidio

Ospedaliero sito nel comune di Sulmona.

Si tratta di un complesso composto da nove corpi di fabbrica estremamente variegati ed

articolati realizzati in diverse fasi temporali susseguitesi nel tempo a partire dal primo

impianto realizzatzo nel 1958 fino all’ultima costruzione realizzata nell’anno 1971.

Planimetricamente lo schema dei corpi di fabbrica è il seguente.

La fase di

raccolta dati è risultata estremamente difficoltosa e lunga, sia per l’assenza di

documentazione specifica completa negli archivi della ASL sia per l’assenza di

documentazione negli archivi dell’Ufficio del Genio Civile.

La prima realizzazione individuata risale agli anni ’50 (progettazione 1958) con la

costruzione del primo insediamento.

F

E

G

C

B

I H

A

D

P.O. di Sulmona "ALA NUOVA"

(anno di costruzione 1982)

P.O. di Sulmona "ALA VECCHIA"

(anno di costruzione 1958-1971)

Fase III –sintesi risultati- 2/60

La fase gestazionale e progettuale fù estremamente travagliata e lunga e può essere

così riassunta.

Il progetto iniziale per la costruzione prevedeva la realizzazione nell’intera estensione

planivolumetrica dell’ospedale delle sole parti strutturali dell’Ospedale con esclusione di

tutti gli impianti e servizi speciali.

Il progetto fù osservato dal Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici che, con voto n° 2604

del 7.10.1952, osservò che l’opera non sarebbe stata funzionale e richiese una variazione

al programma dei lavori al fine di prevedere la realizzazione di un edificio funzionale.

In seguito a tale osservazione fù riprodotto il progetto con la previsione di realizzare

sempre l’intero complesso ma limitatamente al piano seminterrato, terra e primo piano che

sarebbero stati resi funzionali e funzionanti.

Il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici approvò tale progetto (voto n° 1335 del

23.06.1953) osservando però che la previsione di spesa per gli impianti era esigua e

suggerendo di rinviare la costruzione del corpo di fabbrica ad oriente per recuperare le

somme necessarie.

Fù pertanto predisposto un progetto di variante che prevedeva la riduzione della

cubatura dell’edificio omettendo la costruzione dell’ala destra, limitando la costruzione ai

soli primi due piani e recuperando le somme necessarie ad implementare gli impianti

speciali

Tale progetto fù definitivamente approvato dal Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici

con DM n° 8917 del 10.02.1955.

Successivamente però tale soluzione fù ripensata dall’Amministrazione dell’Ospedale

che promosse una ulteriore e conclusiva variante al progetto la quale, costituendo il I° lotto

funzionale di realizzazione, prevedeva la costruzione dell’edificio limitandolo a parte dello

sviluppo planimetrico in pianta ma per l’intera estensione in altezza (cinque livelli). Furono

lasciati ad un solo piano l’ala nord-ovest (corpo A) ed a due piani il padiglione posteriore ed

il corridoio di collegamento (corpi D ed E).

Tale costruzione fu realizzata con struttura in cemento armato in opera composta da

cinque organismi strutturali indipendenti contraddistinti nello schema allegato con le lettere

A,B,C,D, ed E.

Nell’anno 1965, in ampliamento dell’ospedale, furono realizzati ulteriori organismi

strutturali per rispondere alle esigenze sopraggiunte.


Furono costruiti ulteriori quattro organismi strutturali indipendenti destinati a cappella,

ambulatori, camere paganti e corridoio di collegamento con l’esistente. Tali organismi

furono realizzati tutti con struttura in cemento armato in opera ad eccezione del corridoio di

collegamento che fu realizzato con struttura in acciaio.

Nello schema allegati essi sono stati contraddistinti con le lettere F per la cappella, G

per gli ambulatori, H per il corpo camere paganti ed I per il corridoio di collegamento.

Nell’anno 1972 venne sopraelevata l’ala nord-ovest dell’Ospedale la quale, realizzata

ad un solo piano per motivi economici nel I° lotto di intervento come sopra detto, fu elevata

fino alla stessa altezza del restante complesso (contraddistinta con la lettera A nello

schema).

Infine nell’anno 1975 venne sopraelevato di un piano il padiglione posteriore ed il

corridoio di collegamento, anch’essi realizzato con un piano in meno per motivi economici

nel I° lotto di intervento (lettere D ed E dello schema).

In totale pertanto si hanno ben nove organismi strutturali distinti di cui otto realizzati con

struttura in cemento armato in opera ed uno (corpo I) con un primo livello in c.a. e

sovrastanti quattro livelli con struttura in acciaio.

Gli organismi strutturali distinti con le lettere A,B,C,D,E,I ed H sono composti da un

piano seminterrato, un piano rialzato e tre piani in elevazione (in totale cinque solai)

La cappella, lettera F, è composta da un piano seminterrato ed uno rialzato che incide

su parte della pianta.

Il corpo ambulatori, lettera G, è composto da un piano seminterrato, un piano rialzato ed

un piano primo che incide solo su parte della pianta.

RICOGNIZIONE VISIVA

La ricognizione diretta eseguita con ripetuti sopralluoghi effettuati sia all’esterno della

struttura che all’interno della stessa non ha evidenziato particolari ed evidenti segni di

degrado degni di menzione; non sono state rilevate lesioni, deformate o altri segnali di

dissesti evidenti in atto.

RILIEVO STRUTTURALE GEOMETRICO

La campagna di rilievi è stata condotta con riferimento all’accertamento ed alla verifica

della congruità dell’organismo strutturale esistente con quello risultante dai documenti


reperiti.

E’ stato inoltre eseguito un esame comparativo tra i disegni contabili della esecuzione

dei lavori e gli elaborati di progetto.

Dalle misurazioni e dalle verifiche effettuate in sito si è riscontrata l’attendibilità dei

disegni contabili anziché quelli di progetto.

E’ stata effettuata una campagna di misurazioni e verifiche consistente nella:

verifica degli ingombri e delle dimensioni dei corpi di fabbrica, verifica degli interassi tra i

pilastri, delle dimensioni degli elementi strutturali e delle altezze di piano riscontrando la

sostanziale corrispondenza ai disegni contabili; tali verifiche sono state effettuate sugli

elementi evidenziati nelle tavole grafiche 2,3,4,5, e 6 allegate alla Fase I;

verifica della distribuzione in pianta ed in elevazione delle tamponature perimetrali ed

interne;

la campagna non ha evidenziato danni alle strutture esistenti;

non sono stati rilevati apprezzabili cedimenti in fondazione;

per quanto potuto ispezionare sugli elementi e vista non si sono rilevate carenze con

deformazioni eccessive sui solai, né sulle travi o nei pilastri con lesioni;

SAGGI SUI MATERIALI

La campagna di indagini per la determinazione delle proprietà meccaniche dei materiali

è stata realizzata a cura del laboratoro ABRUZZO TEST di Sulmona, autorizzato dal

Ministero delle Infrastrutture con D.M. 18-10-1984 n° 25234, il quale ha trasmesso allo

scrivente il rapporto finale sulle prove eseguite completo di certificati di prova,

localizzazione delle prove e grafici; il rapporto è allegato alla documentazione di fase I.

La campagna di prove è stata molto difficoltosa e lunga (si è sviluppata nei mesi da

febbraio a giugno 2008) a causa della scarsa accessibilità dei locali dove realizzare le

prove. Inoltre in alcune aree dell’Ospedale (sale operatorie, oncologia, sezione neonatale)

non è stato consentito accedere per l’effettuazione delle prove.

Per la determinazione delle proprietà meccaniche dei materiali si è deciso eseguire solo

prelievi di carote di cls e di non eseguire prove SONREB.

Tale scelta è stata fatta al fine di minimizzare l’invasione e i disturbi agli ambienti

ospedalieri mantenendo il più basso possibile il numero di punti di indagine (le prove


SONREB necessitano di tre misurazioni con spicconatura di intonaco sulle due facce

dell’elemento strutturale in luogo di una estrazione di cls).

E’ stata inoltre effettuata una estrazione con successiva prova di campione di armatura

di acciaio.

Per quanto riguarda il rilievo dei dettagli costruttivi sono state effettuate 104 indagini

pacometriche per tutti i nove corpi di fabbrica oltre a due indagini visive.

Le prove condotte sono state le seguenti:

n° 38 estrazioni di carote di CLS;

n° 1 prelievo di armatura metallica;

n° 104 indagini pacometriche;

n° 2 indagini visive.

CATEGORIA DI SUOLO

In base ai dati forniti dal Geol. Antonio Mancini negli studi da lui effettuati sull’area del

P.O. di Sulmona e prima citati il terreno è commposto da una successione di strati di ghiaie

e sabbie mediamante cementate alternati a strati di limi; i valori delle velocità delle onde di

taglio forniti sono:

Vs30 = 685 m/sec

Vs17 = 479 m/sec

Vs19 = 479 m/sec

essi si mantengono costantemente sopra la soglia dei 360 m/sec.

Si puo affermare che il suolo di fondazione appartiene alla categoria B per il quale si

assume:

S = 1,25 (coefficiente di amplificazione stratigrafica)

Per quanto attiene il coefficiente di amplificazione topografica dell’area su cui insiste in

fabbricato si può assumere:

St = 1,00

DIMENSIONI GEOMETRICHE DEGLI ELEMENTI

Dall’esame della documentazione disponibile, con particolare riferimento ai disegni ed

alle registrazioni contabili, ulteriormente verificata con i rilievi eseguiti in sito i quali hanno

formito riscontro positivo si può affermare di conoscere le caratteristiche geometriche dei


corpi di fabbrica. Per quanto attiene alle strutture di fondazione, sulle quali non è stato

possibile eseguire rilievi ed ispezioni in sito, si ritiene che possano assumersi valide le

registrazioni ed i disegni contabili così come verificato per la restante struttura.

DIFETTI LOCALI

Dall’esame dei disegni esecutivi e dalle verifiche eseguite in sito si è rilevato in

particolare quanto segue.

- Corpo A - nella esecuzione della sopraelevazione una parte di solaio (di modeste

dimensioni) è stata realizzata posandolo per un estremo sulla trave della realizzanda del

corpo A mentre l’altro estremo è stato “inserito” nell’esistente trave del corpo B; questo

ripetuto su tre solai . Tale situazione, rilevata dall’esame dei disegni contabili, è stata

ritenuta meritevole di verifica con indagine visiva. L’indagine è stata eseguita mediante la

spicconatura di parte del soffitto adiacente al corpo B ed ha dimostrato l’effettivo innesto

dei travetti del solaio del corpo A al corpo B come si documenta nella foto seguente.

Dall’esame delle registrazioni contabili non è emersa alcuna indicazione sulle modalità

dell’inserimento del solaio nel corpo B da cui si desume che, probabilmenete, si tratta di un

“appoggio” privo di particolari ancoraggi. Nella modellazione delle strutture il solaio in

questione è stato definito solo come carico gravante in parti uguali sulle strutture di A e B.

Nella sopraelevazione del corpo A alcuni pilastri sono stati realizzati con dimensioni

maggiori rispetto al piano sottostante; in particolare il pilastro n. 4 di dimensioni 30x40 cm


al I° ordine è stato sopra realizzato con dimensioni 40x50 cm, i pilastri n. 3 e 7 aventi

dimensioni di 40x40 xm al I° e II° ordine sono stati realizzati con dimensioni di 40x50 cm al

III° e IV° ordine.

Questa situazione comporta l’insorgere di importanti eccentricità.

- Giunti tecnici – I giunti esistenti tra i corpi di fabbrica sono risultati di dimensioni

inadeguate ed insufficienti.

FATTORI DI CONFIDENZA

Dall’esame dei risultati delle prove eseguite dal laboratorio ABRUZZO TEST, alla luce delle

considerazioni fatte nel paragrafo relativo, i valori di resistenza dei materiali sono stati

assunti pari ai valori medi arrotodati risultanti dalle prove per ciascun corpo di fabbrica e

quindi pari a:

per quanto riguarda l’acciaio di carpenteria della struttura del corpo I sono stati assunti i

parametri caratteristici dell’acciaio Fe360 in quanto analoghi a quelli rilevati dalla relazione

di calcolo.

In base alla campagna di prove distruttive e non effettuata, in base ai riscontri eseguiti con i

disegni contabili e le annotazioni del libretto delle misure sulle armature disposte sugli

elementi strutturali si conclude di aver conseguito il livello di conoscenza LC2 e, pertanto, il

fattore di confidenza assunto nelle elaborazioni sarà pari a 1,2.

Per quanto sopra descritto ed in base a quanto previsto nelle linee guida dell’intervento

verrannoeffettuate le seguenti analisi:

- verifiche di livello 1, svolte con analisi lineare dinamica modale;

- verifiche di live llo 2, svolte con analisi statica non lineare (push over);

CLS

(kg/cm2)

ACCIAIO

(kg/cm2)

CLS

(kg/cm2)

ACCIAIO

(kg/cm2)

CLS

(kg/cm2)

ACCIAIO

(kg/cm2)

CLS

(kg/cm2)

ACCIAIO

(kg/cm2)

CLS

(kg/cm2)

ACCIAIO

(kg/cm2)

CLS

(kg/cm2)

ACCIAIO

(kg/cm2)

CLS

(kg/cm2)

ACCIAIO

(kg/cm2)

CLS

(kg/cm2)

ACCIAIO

(kg/cm2)

CLS

(kg/cm2)

ACCIAIO

(kg/cm2)

fm fy fm fy fm fy fm fy fm fy fm fy fm fy fm fy fm fy

120,00 2200,00 80,00 2200,00 90,00 2200,00 100,00 2200,00 165,00 2200,00 180,00 2200,00 150,00 2200,00 190,00 2200,00 210,00 2200,00

A B C D IE F G H


PROCEDURE DI CALCOLO ADOTTATE

Lo sviluppo delle analisi per ciascun corpo di fabbrica è stato il seguente:

1 - Verifiche di Livello 1, svolte con analisi lineare dinamica modale con l’impiego del

fattore di struttura.

2 - Verifiche di Livello 2 svolte con analisi statica non lineare (PUSH OVER), per la

individuazione delle PGADL, PGADS, PGACO e dei conseguenti Coefficienti di Rischio ai

diversi stati Limiti.

- ANALISI DI LIVELLO 1

Le analisi lineari di Livello 1 per la valutazione della sicurezza di ciascun corpo di fabbrica

sono state sviluppate con il software SISMICAD 11.4. Precisamente si sono svolte le

verifiche con l’impiego del fattore di struttura q mentre il metodo di analisi adottatto è stato

quello dell’analisi dinamica lineare modale.

Le verifiche degli elementi esistenti sono state quindi condotte con riferimento al Capitolo

11 dell' Allegato 2 all’ O.P.C.M. 3274.

Per ogni corpo di fabbrica e per ogni elemento strutturale (travi, pilastro) è stata effettuata

la verifica a flessione semplice e a taglio adottando un fattore di struttura q = 2.25 per gli

elementi/meccanismi duttili ed un fattore di struttura q = 1.5 per gli elementi/meccanismi

fragili. L’analisi dinamica modale è stata condotta in due condizioni distinte, adottando due

valori diversi della rigidezza degli elementi strutturali. Una prima analisi è stata condotta

assumendo la rigidezza delle aste non fessurate. Una seconda analisi assumendo la

rigidezza degli elementi strutturali fessurati. In questa secondo caso si è assunta la

rigidezza degli elementi strutturali pari alla metà di quella degli elementi integri.

Tale procedura consentirà di avere un quadro di riferimento più articolato delle grandezze

dinamiche dell'edificio, sia in condizione di elementi integri che di elementi fessurati.

L’analisi dinamica in condizione di elementi fessurati consentirà inoltre di individuare i

periodi naturali della struttura nella condizione che risulta essere la più vicina al

comportamento reale della struttura sotto sisma.

Quindi per ogni elemento strutturale (travi e pilastri) sono stati determinati i coefficienti di

sicurezza come rapporti tra le sollecitazioni agenti e le resistenze degli elementi strutturali

Inoltre per i nodi trave-pilastro è stata effettuata la verifica di resistenza come stabilito al

punto 11.3.2.3 del Capitolo 11 dell'Allegato 2 all’ O.P.C.M. 3274 e s.m.i..


E’ stato valutato il moltiplicatore della PGA unitaria e il relativo indicatore di rischio per

raggiungimento degli stati limite di Danno Severo e di Danno Lieve dell’elemento strutturale

con il più basso valore del coefficiente di sicurezza.

Infine si è valutato il moltiplicatore della PGA unitaria e il relativo indicatore di rischio per

raggiungimento dello spostamento massimo di interpiano allo stato limite di Danno Lieve

come stabilito al punto 11.2.2.4 del Capitolo 11 dell'Allegato 2 all’ O.P.C.M. 3274 e s.m.i..

- ANALISI DI LIVELLO 2

L’analisi statica non lineare è stata condotta con l’utilizzo del software CDSWIN ed è stata

sviluppata realizzando un modello tridimensionale dell’edificio ed articolando le varie fasi

come segue:

- è stata prima eseguita una analisi lineare dinamica modale;

- è stato quindi determinato il profilo delle forze orizzontali attraverso la combinazione

quadratica completa (CQC) delle forze associate ai modi di vibrare pesando i modi

superiori con i rispettivi coefficienti di partecipazione;

- è stata eseguita una analisi non lineare statica (PUSH Over) adattiva multimodale (con

continuo aggiornamento della distribuzione dei carichi in accordo con le forme modali ed i

valori di partecipazione derivanti dall’analisi agli autovalori compiuta ad ogni passo di

carico).

Per valutare il legame taglio alla base-spostamento del punto di controllo sono stati assunti

due distinti profili di forze rispettivamente prorporzionali l’uno alle masse ed il secondo

proporzionale al principale modo di vibrare nella direzione considerata.

La scelta del punto di controllo della analisi statica non lineare è assunta pari al baricentro

delle masse dell’ultimo livello della struttura.

Le analisi di cui sopra sono state eseguite mediante l’impiego del software CDSWIN, rel.

2008a le cui principali caratteristiche del solutore push-over sono:

- Analisi incrementale di tipo "event by event" che tiene conto del collasso dei vari elementi

strutturali, man mano che questi si verificano, valutando anche la necessaria ridistribuzione

delle azioni attraverso la tecnica dello scarico generale. La procedura di calcolo non lineare

avviene con aggiornamento ad ogni passo della matrice di rigidezza tangente mediante il

metodo Newton-Raphson.

- Modellazione degli elementi asta di tipo elastoplastico a plasticità concentrata e duttilità


limitata.

Le cerniere plastiche sono localizzate nelle sezioni critiche e vengono caratterizzate in

funzione del tipo di materiale, della geometria e, per le aste in c.a., in base anche alle

armature presenti.

Per ciascuno dei corpi di fabbrica che compongono il complesso ospedaliero in studio, il

software adottato CDSWIN è in grado di definire un modello di edificio di tipo

tridimensionale composto da aste in c.a. vincolate alle estremità sui nodi, definite nel

sistema locale da una matrice di rigidezza contenente le componenti flessionali, taglianti e

di deformabilità assiale.

Nella modellazione della struttura dei vari corpi di fabbrica si sono introdotte alcune

esemplificazioni per tener conto delle singole specifiche peculiarità.

MODELLAZIONE CORPI DI FABBRICA

La struttura di fondazione è stata modellata con un sistema di travi rovesce su molle

elastiche con opportuna costante di sottofondo K.

Per quanto riguarda le tamponature, queste sono state tenute in conto ai soli fini della

definizione dei carichi gravitazionali mediante un sistema di carichi lineare equivalenti sulle

travi di pertinenza.

La parte di solaio realizzata al piano primo, secondo, terzo e della copertura tra il Corpo A

ed il Corpo B (vedi note nella SCHEDA DI SINTESI DELLA VERIFICA SISMICA DI

“LIVELLO 2”) è stata considerata solamente come carico gravante in parti uguali sulle travi

dei Corpi A e B sulle quali insiste.

Le scale presenti nel Corpo B sono state considerate solo come carichi sulle travi, mentre

la scala sul corpo H, data la peculiarità della sua struttura portante, è stata modellata come

piastra.

Il corpo I che presenta un piano terra in c.a. e i sovrastanti piani con struttura portante in

acciaio è stata analizzato nel suo insieme, cioè modellando sia la struttura in c.a. che

quella in acciaio.

L’analisi è stata condotta assumendo la rigidezza delle aste non fessurate.

Per ogni elemento si calcoleranno i valori di resistenza (a flessione e a taglio per travi,

pilastri , a trazione e compressione per i nodi non confinati).

Per ogni piano si calcoleranno i valori di rotazione rispetto a la corda in condizioni di


collasso, di danno severo e di danno limitato (punto 11.3.3.1).

Sulla curva generalizzata (ADSR) Sa/spostamento saranno infine identificati i punti

corrispondenti alle seguenti situazioni:

- il primo collasso a taglio, o collasso di un nodo o il raggiungimento della rotazione ultima

ad un piano;

- il raggiungimento della rotazione di danno severo ad un piano (stato limite di Danno

Severo);

- il raggiungimento della rotazione di snervamento ad un piano (stato limite di Danno

Lieve).

Le principali caratteristiche del solutore push-over del CDSWIN sono:

- analisi incrementale di tipo "event by event" che tiene conto del collasso dei vari elementi

strutturali, man mano che questi si verifìcano, valutando anche la necessaria ridistribuzione

delle azioni attraverso la tecnica dello scarico generale. A tale proposito si precisa che la

procedura di calcolo non lineare avviene con aggiornamento ad ogni passo della matrice di

Rigidezza tangente mediante il metodo Newton-Raphson NR;

- modellazione degli elementi asta di tipo elastoplastico a plasticità concentrata e duttilità

limitata;

- le cerniere plastiche sono localizzate nelle sezioni critiche e vengono caratterizzate in

funzione del tipo di materiale, della geometria e, per le aste in c.a., in base anche alle

armature presenti. Sia i valori resistenti ultimi, per i vari tipi di sollecitazione, che le capacità

rotazionali delle cerniere vengono calcolate in base alla nuova normativa sismica ed agli

eurocodici. L'obiettivo da perseguire nella analisi statica non lineare sarà la definizione di

una curva di capacità globale forza-spostamento, con la conseguente definizione dei tre

livelli di accelerazione al suolo, corrispondenti ai tre stati limite così come descritti dalle

norme al punto 11.2, e dei loro rapporti con le accelerazioni attese con probabilità 2%, 10%

e 50% in 50 anni.

DIVERSE FASI DELLA ANALISI NON LINEARE ADOTTATE.

Nel corso delle analisi non lineari è emersa la necessità di procedere con steps successivi

di diverso grado di approfondimento onde poter avere un quadro il più completo ed

articolato possibile del comportamento della struttura e delle sue intrinseche capacità in

termini di spostamento.


Adottando in un primo momento tutti i criteri di verifica disposti dalla normativa si è infatti

riscontrato che le strutture non sono in grado di raggiungere un livello minimo di PGA.

In alcuni corpi di fabbrica della struttura (Corpo A, B, C, E, F, G, H) sono infatti presenti

numerosi elementi strutturali con comportamento fragile manifestato sin già

dall’applicazione dei soli carichi gravitazionali, e quindi prima ancora dell’inizio dei primi

steps di carico del push-over, non consentendo così la costruzione della curva di capacità.

In questi casi si è reso necessario ipotizzare un preventivo intervento di adeguamento dei

suddetti elementi strutturali per poi procedere all’analisi PUSH OVER.

Nel dettaglio dei singoli corpi di fabbrica è riportata la specifica procedura adottata.

L’analisi PUSH OVER è stata effettuata attraverso una successione di procedimenti di

verifica partendo dalla identificazione dei diversi elementi di fragilità presenti nella struttura

e facendo in modo che questi concorrano o meno al comportamento non lineare della

struttura. Precisamente è stata ottenuta la curva di capacità con le seguenti ipotesi:

A1) rotture duttili (flessione) e collassi fragili (taglio) degli elementi strutturali;

A2) rotture duttili (flessione) e collassi dei nodi;

A3) solo rotture duttili (flessione).

Le curve di capacità sono state determinate ricercando le condizioni di raggiungimento

delle tre soglie di stato limite:

1) Collasso - prima rotazione ultima ( u) al piano;

2) Danno Severo - Rotaz. Ultima al piano;

3) Danno Lieve - Lim. Raggiungimento della prima rotaz. di snervamento al piano.

Nei paragrafi che seguono sono riportate le sintesi e le conclusioni delle analisi svolte,

descritte in dettaglio nella documentazione della FASE II –elaborazioni- alla quale si

rimanda per ogni ulteriore approfondimento.


RISULTATI ANALISI

LIVELLO 1 - ANALISI LINEARE DINAMICA –

Le analisi lineari di Livello 1 sono state sviluppate con il software SISMICAD 11.4

effettuando le verifiche con l’impiego del fattore di struttura q mentre il metodo di analisi

adottato è stato quello dell’analisi dinamica lineare modale.

Le verifiche degli elementi esistenti sono state quindi condotte con riferimento al Capitolo

11 dell' Allegato 2 all’ O.P.C.M. 3274 e s.m.i..

Verifiche di sicurezza con l’impiego del fattore di struttura q (O.P.C.M. 3431/2005 punto

11.2.2.2.)

Le verifiche sono state condotte per i due stati limiti consentiti dalla normativa con la

applicazione del fattore di struttura q e quindi per lo stato limite di Danno Lieve (DL) e per

lo stato limite di Danno Severo (DS).

Per quanto riguarda le verifiche per lo stato limite di Danno Severo è stato utilizzato lo

spettro di progetto, che si ottiene dallo spettro elastico riducendone le ordinate per il fattore

di struttura q, il cui valore è stato scelto nel campo fra 1.5 e 3.0 sulla base della regolarità

nonché dei tassi di lavoro dei materiali sotto le azioni statiche. Nel caso degli elementi

strutturali duttili, il fattore di struttura è stato assunto pari a 2.25 (valore intermedio tra 1.5 e

3.0) e la verifica di sicurezza consiste nell’andare a verificare se tutti gli elementi strutturali

duttili soddisfano la condizione che la sollecitazione indotta dall’azione sismica ridotta sia

inferiore o uguale alla corrispondente resistenza. Per il calcolo delle capacità (resistenza)

degli elementi duttili sono stati utilizzati i valori medi delle proprietà dei materiali esistenti,

come ottenuti dalle prove in situ e da eventuali informazioni aggiuntive, divisi per il Fattore

di Confidenza.

Tutti gli elementi strutturali "fragili" devono, invece, soddisfare la condizione che la

sollecitazione indotta dall'azione sismica ridotta per q = 1.5 sia inferiore o uguale alla

corrispondente resistenza. Per il calcolo delle capacità degli elementi fragili si utilizzano i

valori medi delle proprietà dei materiali esistenti, come ottenuti dalle prove in situ e da

eventuali informazioni aggiuntive, divisi per il Fattore di Confidenza, in relazione al livello di

conoscenza raggiunto, e divisi per il coefficiente parziale relativo.


Il Fattore di Confidenza sia per gli elementi duttili che fragili è stato assunto pari ad 1.2, in

quanto il livello di conoscenza imposto e raggiunto per le strutture ospedaliere esaminate è

quello adeguato. Il coefficiente parziale relativo al calcestruzzo è stato assunto pari a 1.6

mentre quello relativo all’acciaio (armatura) è stato assunto pari 1.15.

La verifica per lo stato limite di Danno Lieve è stata condotta confrontando la entità degli

spostamenti di interpiano ottenuti dalla analisi rispetto al valore del Drift di piano pari a

0.005 x h ed è riportata nei tabulati allegati alla FASE II - elaborazioni. Nelle verifiche degli

spostamenti per SLDL si fa riferimento alla condizione di edifici con tamponamenti collegati

rigidamente alla struttura che interferiscono con la deformabilità della stessa.

VERIFICHE CORPI DI FABBRICA

RIGIDEZZE INTEGRE - FESSURATE

Le verifiche di sicurezza per gli elementi strutturali fragili e duttili sono riportate nei tabulati

allegati alla FASE II - elaborazioni e dal loro esame si può notare come per gli elementi

strutturali dei vari corpi di fabbrica non sia soddisfatta la condizione che la sollecitazione

indotta dall'azione sismica ridotta per il fattore di struttura q sia inferiore o uguale alla

corrispondente resistenza, in quanto i coefficienti di sicurezza sono inferiori all’unità. In

maniera particolare l’esame dei tabulati mostra come tutti gli elementi strutturali, sia le travi

a flessione semplice che a taglio e sia i pilastri a presso flessione deviata e a taglio, sono in

crisi. Tale situazione per altro è confermata sia dal fatto che dall’esame delle originali

relazioni di calcolo e dei disegni esecutivi, tali elementi strutturali risultano armati a

flessione semplice e pertanto non è stata considerata la sollecitazione di taglio e sia

dall’esame dei disegni esecutivi e dalla campagna di indagini effettuata, il passo delle

staffe è risultato costante ( 6/20 cm). Inoltre bisogna anche tenere conto delle basse

caratteristiche meccaniche del calcestruzzo rilevate dalla campagna di indagini effettuate.

Le analisi svolte sul corpo di fabbrica per lo stato limite di Danno Lieve per i vari corpi di

fabbrica conducono alla conclusione che nella maggioranza dei casi non si raggiunge la

condizione di verifica degli spostamenti di interpiano ammessi. II mancato rispetto degli

spostamenti massimi oltre che costituire il presupposto per una aspettativa di danni alle

componenti edilizie non strutturali (tamponature, ecc.), mette anche in evidenza la

vulnerabilità degli elementi non strutturali impiantistici (rete di gas medicali, impianti di

emergenza, impianti di comunicazione, ecc., controsoffitti, corpi illuminanti, serramenti,


impianti elettromeccanici, arredi, ecc.), il cui danneggiamento può mettere fuori servizio la

funzionalità della intera struttura ospedaliera nelle condizioni critiche di evento sismico.

LIVELLO 2 - ANALISI NON LINEARE STATICA - PUSHOVER.

Le verifiche di Livello 2 con analisi non lineare statica sono state fatte precedere da analisi

lineare modale, applicata allo stesso modello impiegato per la successiva analisi non

lineare, per la ricerca dei parametri dinamici dei Corpi di fabbrica (A, B, C, D, E, F, G, H, I)

al fine di verificare la bontà del modello adottato per le analisi in campo non lineare.

Queste analisi dinamiche conducono a risultati sostanzialmente omogenei e confrontabili e

pertanto confermano la bontà del modello adottato.

Esse inoltre sono state condotte assumendo due diverse modellazioni elastiche

tridimensionali della struttura.

In una prima modellazione è stata assunta la rigidezza delle aste calcolata in condizioni

integre (non fessurate), in una seconda modellazione gli elementi strutturali sono

considerati fessurati assumendo per essi una rigidezza pari al 50% del valore di quella del

calcestruzzo integro.

L’analisi dinamica modale è stata condotta fino alla definizione dei parametri relativi ai 15

modi di vibrare della struttura.

I relativi tabulati di dettaglio sono riportati nel fascicolo delle “elaborazioni” allegato agli

elaborati della FASE II.

I risultati di questa analisi sono stati confrontati con quelli ottenuti nella procedura di verifica

mediante analisi dinamica lineare con software SISMICAD e, pur nel differente grado di

approssimazione dei modelli assunti per discretizzare le strutture, si è riscontrata una

sostanziale convergenza di valori dei periodi propri di vibrare.

II modello CDSW adotta lo schema di solai infinitamente rigidi nel loro piano, con massa

sismica concentrata nel baricentro masse di piano. Nella modellazione delle pareti in c.a.

presenti nel corpo F, dopo avere effettuato una comparazione tra l’analisi modale effettuata

con il SISMICAD in analisi lineare e quella effettuata con CDSWIN si è ritenuto di

mantenere la modellazione con elementi bilineari shell a comportamento elastico in quanto

il modello è quello che meglio approssima il comportamento reale della struttura. Eventuali

discordanze tra i valori dei periodi ottenuti con i software CDSWIN e SISMICAD sono

giustificati, oltre che dall’utilizzo di programmi diversi, dal fatto che nella modellazione con il


SISMICAD non è stato tenuto conto della presenza della fondazione come invece è stato

considerato nel CDSWIN. Queste differenze risultano comunque minime, tranne che per il

corpo D e tale disconrdanza e dovuta alla sua forma strutturale in pianta.

I valori trovati per ciascun corpo di fabbrica sono di seguito riportati:

CORPO A Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza non fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5° 6° 7° 8° 9° 10°

T (sec) T (sec) T (sec) T (sec) T (sec) T (sec) T (sec) T (sec) T (sec) T (sec)

SISMICAD 0,968 0,786 0,679 0,31 0,259 0,226 0,178 0,152 0,135 0,123

CDSWIN 0,957 0,83 0,705 0,297 0,262 0,228 0,171 0,157 0,138 0,119

CORPO A Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5°

T (sec) T (sec) T (sec) T (sec) T (sec)

SISMICAD 1,33 1,089 0,939 0,431 0,36

CDSWIN 1,34 1,16 0,987 0,422 0,372

CORPO B Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza non fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5° 6° 7° 8° 9° 10°


SISMICAD 1,136 0,93 0,606 0,356 0,303 0,212 0,193 0,172 0,131 0,126

CDSWIN 1,165 0,939 0,595 0,35 0,298 0,201 0,193 0,172 0,129 0,125

CORPO B Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5°


SISMICAD 1,572 1,284 0,834 0,496 0,419

CDSWIN 1,639 1,32 0,835 0,498 0,423

CORPO C Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza non fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5° 6° 7° 8° 9° 10°


SISMICAD 0,982 0,684 0,64 0,314 0,233 0,211 0,176 0,14 0,123 0,119

CDSWIN 0,977 0,652 0,635 0,29 0,215 0,193 0,163 0,131 0,118 0,114


CORPO C Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5°


SISMICAD 1,348 0,947 0,873 0,434 0,323

CDSWIN 1,397 0,936 0,901 0,422 0,311

CORPO D Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza non fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5° 6° 7° 8° 9° 10°


SISMICAD 0,831 0,604 0,597 0,26 0,198 0,141 0,117 0,115 0,962 0,868

CDSWIN 1,087 0,659 0,642 0,279 0,203 0,201 0,162 0,127 0,125 0,107

CORPO D Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5°


SISMICAD 1,114 0,826 0,824 0,354 0,274

CDSWIN 1,399 0,894 0,881 0,395 0,287

CORPO E Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza non fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5° 6° 7° 8° 9° 10°


SISMICAD 1,307 0,857 0,668 0,408 0,275 0,216 0,216 0,156 0,134 0,126

CDSWIN 1,362 0,88 0,674 0,412 0,28 0,221 0,209 0,161 0,138 0,125

CORPO E Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5°


SISMICAD 1,835 1,199 0,923 0,573 0,386

CDSWIN 1,936 1,249 0,943 0,587 0,398


CORPO F Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza non fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5° 6° 7° 8° 9° 10°


SISMICAD 0,374 0,336 0,278 0,237 0,223 0,203 0,196 0,189 0,172 0,166

CDSWIN 0,390 0,362 0,255 0,23 0,196 0,134 0,134 0,122 0,117 0,097

CORPO F Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5°


SISMICAD 0,514 0,457 0,378 0,321 0,286

CDSWIN 0,390 0,364 0,345 0,275 0,229

CORPO G Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza non fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5° 6° 7° 8° 9° 10°


SISMICAD 0,675 0,594 0,5 0,274 0,258 0,203 0,184 0,109 0,096

CDSWIN 0,561 0,479 0,4 0,221 0,195 0,178 0,13 0,125 0,117

CORPO G Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5°


SISMICAD 0,938 0,825 0,691 0,383 0,361

CDSWIN 0,792 0,676 0,562 0,313 0,275

CORPO H Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza non fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5° 6° 7° 8° 9° 10°


SISMICAD 0,736 0,519 0,418 0,239 0,191 0,175 0,154 0,144 0,134 0,109

CDSWIN 0,783 0,479 0,421 0,228 0,159 0,129 0,119 0,099 0,096 0,095

CORPO H Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5°


SISMICAD 0,904 0,696 0,527 0,292 0,251

CDSWIN 1,066 0,654 0,553 0,32 0,225


CORPO I Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza non fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5° 6° 7° 8° 9° 10°


SISMICAD 0,865 0,663 0,584 0,372 0,308 0,256 0,253 0,204 0,18 0,178

CDSWIN 0,836 0,62 0,541 0,369 0,298 0,246 0,239 0,207 0,198 0,172

CORPO I Riassunto Analisi Dinamica (rigidezza fessurata)

Modi 1° 2° 3° 4° 5°


SISMICAD 0,88 0,668 0,594 0,435 0,35

CDSWIN 0,862 0,633 0,558 0,434 0,347


Analisi non lineare statica

La valutazione della risposta non lineare globale della struttura viene condotta attraverso

la costruzione della curva di capacità bilinearizzata nello spazio ADSR e confrontando

questa con la domanda inelastica valutata attraverso gli spettri inelastici relativi ai livelli di

danno.

Questa procedura è sviluppata con l’ausilio del software CDSWIN che è stato impiegato

nella analisi PUSH OVER.

Il Software inoltre procede con analisi incrementale di tipo "event by event" che tiene conto

del collasso dei vari elementi strutturali man mano che questi si verifìcano, valutando la

necessaria ridistribuzione delle azioni attraverso la tecnica dello scarico generale (

riconfigurazione della matrice di rigidezza tangente).

Le analisi sono spinte oltre la soglia del primo collasso al fine di esaminare il procedere

della formazione delle plasticità degli elementi con il procedere delle azioni orizzontali.

La curva di capacità così ottenuta risulta generalmente "scalettata" nella quale ad ogni

"gradino" corrisponde la insorgenza di una rottura fragile ad eccezione dei casi in cui le

rotture avvengono contemporaneamente in più elementi (è stato imposto di considerare

contemporanee le rotture che avvengono con un incremento della forza tagliante inferiore

all’1%).

Come già anticipato, in alcuni corpi di fabbrica della struttura (Corpo A, B, C, E, F, G, H) si

sono registrati numerosi elementi strutturali con comportamento fragile manifestato sin già

dall’applicazione dei soli carichi gravitazioniali, e quindi prima ancora dell’inizio dei primi

steps di carico del push-over, non consentendo così la costruzione della curva di capacità.

In questi casi si è reso necessario ipotizzare un preventivo intervento di adeguamento dei

suddetti elementi strutturali per poi procedere all’analisi PUSH OVER.

L’analisi PUSH OVER è stata inoltre effettuata attraverso una successione di procedimenti

di verifica partendo dalla identificazione dei diversi elementi di fragilità presenti nella

struttura e facendo in modo che questi concorrano o meno al comportamento non lineare

della struttura. Precisamente sono state costruite le curve di capacità con le seguenti

ipotesi:

A1) rotture duttili (flessione) e collassi fragili (taglio) degli elementi strutturali;




Nel seguito si riporta la sintesi dei risultati significativi per ciascuna struttura esaminata.

Per un maggior dettaglio si rimanda ai tabulati della FASE II - ELABORAZIONI -.


CORPO - A

La struttura presenta insufficenza a taglio (meccanismi fragili) prima ancora di procedere

con l’applicazione del primo sistema di forze orizzontali non consentendo così di avviare il

calcolo non lineare e la costruzione della curva di capacità.

Le criticità si riscontano diffusamente nelle travi dei vari impalcati come si evidenzia

nell’immagine seguente.

Per il superamento di tale circostanza si è reso indispensabile escudere dalle verifiche per

rotture fragili tali elementi ipotizzando così, di fatto, la realizzazione di un preventivo

intervento di adeguamento dei suddetti elementi strutturali.

Nel caso, visto l’elevato numero degli elementi ineressati, sono state escluse dalle verifiche

a taglio tutte le travi.

Si è quindi proceduto alla effettuazione delle analisi PUSH OVER considerando i

seguenti casi di possibili rotture:

A1) rotture duttili (flessione) e collassi fragili (taglio) nei pilastri;




Caso A1 -rotture duttili (flessione) e collassi fragili (taglio) nei pilastri-

Le curve di capacità ottenute considerando 5 rotture sono le seguenti.

I valori delle PGA risultano

PGADS/g = 0,016

PGACO/g = 0,016

Gli elementi nei quali si localizzano le rotture sono evidenziati nella figura seguente.

Fx(+) Prop. Modo + Ecc 5%

Fx(-) Prop. Modo + Ecc 5%

Fy(+) Prop. Modo + Ecc 5%

Fy(-) Prop. Modo + Ecc 5%

Fx(+) Prop. Massa + Ecc 5%

Fx(-) Prop. Massa + Ecc 5%

Fy(+) Prop. Massa + Ecc 5%

Fy(-) Prop. Massa + Ecc 5%

Fx(+) Prop. Modo - Ecc 5%

Fx(-) Prop. Modo - Ecc 5%

Fy(+) Prop. Modo - Ecc 5%

Fy(-) Prop. Modo - Ecc 5%

Fx(+) Prop. Massa - Ecc 5%

Fx(-) Prop. Massa - Ecc 5%

Fy(+) Prop. Massa - Ecc 5%

Fy(-) Prop. Massa - Ecc 5%

Spettro ADSR Sa/g - mm

mm.

14121086420

Sa/g

0,06

0,055

0,05

0,045

0,04

0,035

0,03

0,025

0,02

0,015

0,01

0,005

0


Caso A2 -rotture duttili (flessione) e collassi nei nodi-


Si nota che l’assenza di scalettatura indica che i collassi avvengono contemporaneamente.


PGADS/g = 0,018

PGACO/g = 0,018



















mm.

121086420

Sa/g

0,045

0,04

0,035

0,03

0,025

0,02

0,015

0,01

0,005

0


Caso A3 – solo rotture duttili (flessione)-

L’eliminazione di tutti i meccanismi fragili fino ad ora incontrati consente di evidenziare il

comportamento della struttura per soli meccanismi duttili, con il ritorno alle classiche curve

di capacità.

Le curve ottenute considerando 5 rotture sono le seguenti.


PGADL/g = 0,076

PGADS/g = 0,093

PGACO/g = 0,136



















mm.

9080706050403020100

Sa/g

0,13

0,12

0,11

0,1

0,09

0,08

0,07

0,06

0,05

0,04

0,03

0,02

0,01

0


Tabella riassuntiva degli indicatori di rischio

Gli indicatori di rischio valutati considerando complessivamente i diversi meccanismi di

collasso risultano:

PGADL/ PGA rif DL= 0,31

PGADS/ PGA rif DS= 0,029

PGACO/ PGA rif CO= 0,017

Essi si mantegono nettamente inferiori all’unità.

Le curve di capacità viste hanno evidenziato che le rotture avvengono quando la struttura

si trova ancora in campo elastico e non ha ancora potuto esprimere le proprie

caratteristiche di duttilità.

Anche nell’ipotesi fatta di superamento delle fragilità con il preventivo adeguamento per

taglio delle travi, la tipologia delle rotture come sopra evidenziate ed il valore degli indici di

rischio, evidenziano la necessità di interventi di adeguamento consistenti e molto estesi

nella struttura.


CORPO - B




Le criticità si riscontano diffusamente nelle travi dei vari impalcati ed in alcuni pilastri come

si evidenzia nell’immagine seguente.















PGADS/g = 0,012

PGACO/g = 0,012

Gli elementi nei quali si localizzano le rotture sono evidenziati nella figura seguente


















mm.

1614121086420

Sa/g

0,07

0,065

0,06

0,055

0,05

0,045

0,04

0,035

0,03

0,025

0,02

0,015

0,01

0,005

0






PGADS/g = < 0,0004

PGACO/g = < 0,0004



















mm.

43210

Sa/g

0,008

0,007

0,007

0,006

0,006

0,005

0,005

0,004

0,004

0,003

0,003

0,002

0,002

0,001

0,001

0,000

0





di capacità.



PGADL/g = 0,044

PGADS/g = 0,078

PGACO/g = 0,088



















mm.

100806040200

Sa/g

0,12

0,11

0,1

0,09

0,08

0,07

0,06

0,05

0,04

0,03

0,02

0,01

0




collasso risultano:


PGADS/ PGA rif DS= < 0,0004

PGACO/ PGA rif CO= < 0,0004







rischio, evidenziano la necessità interventi di adeguamento molto consistenti ed estesi

nell’ambito della struttura.


CORPO - C


















Le curve di capacità ottenute considerando 5 rotture sono le seguenti


PGADS/g = 0,018

PGACO/g = 0,018



















mm.

1614121086420

Sa/g

0,065

0,06

0,055

0,05

0,045

0,04

0,035

0,03

0,025

0,02

0,015

0,01

0,005

0






PGADS/g = 0,001

PGACO/g = 0,001



















mm.

43210

Sa/g

0,013

0,012

0,011

0,01

0,009

0,008

0,007

0,006

0,005

0,004

0,003

0,002

0,001

0





di capacità.



PGADL/g = 0,071

PGADS/g = 0,121

PGACO/g = 0,154



















mm.

9080706050403020100

Sa/g

0,16

0,15

0,14

0,13

0,12

0,11

0,1

0,09

0,08

0,07

0,06

0,05

0,04

0,03

0,02

0,01

0




collasso risultano:










rischio, evidenziano la necessità di interventi di adeguamento importanti e molto estesi

nella struttura in esame.


CORPO - D

Caso A1 -rotture duttili (flessione) e collassi fragili (taglio) nelle travi e nei pilastri-



PGADS/g = 0,004

PGACO/g = 0,004



















mm.

706050403020100

Sa/g

0,05

0,045

0,04

0,035

0,03

0,025

0,02

0,015

0,01

0,005

0





PGADS/g = 0,006

PGACO/g = 0,006



















mm.

543210

Sa/g

0,035

0,03

0,025

0,02

0,015

0,01

0,005

0



L’eliminazione dei meccanismi fragili consente di evidenziare il comportamento della

struttura per soli meccanismi duttili.



PGADL/g = 0,06

PGADS/g = 0,164

PGACO/g = 0,228



















mm.

250200150100500

Sa/g

0,15

0,14

0,13

0,12

0,11

0,1

0,09

0,08

0,07

0,06

0,05

0,04

0,03

0,02

0,01

0




collasso risultano:




Essi risultano nettamente inferiori all’unità.

Il comportamento risulta fortemente asimmetrico.

La tipologia delle rotture come sopra evidenziate ed il valore degli indici di rischio,

evidenziano la necessità di importanti interventi adeguamento sulla struttura.


CORPO - E




















PGADS/g = 0,016

PGACO/g = 0,016



















mm.

20151050

Sa/g

0,05

0,045

0,04

0,035

0,03

0,025

0,02

0,015

0,01

0,005

0






PGADS/g = 0,018

PGACO/g = 0,018



















mm.

150100500

Sa/g

0,14

0,13

0,12

0,11

0,1

0,09

0,08

0,07

0,06

0,05

0,04

0,03

0,02

0,01

0





di capacità.



PGADL/g = 0,007

PGADS/g = 0,151

PGACO/g = 0,18



















mm.

150100500

Sa/g

0,14

0,13

0,12

0,11

0,1

0,09

0,08

0,07

0,06

0,05

0,04

0,03

0,02

0,01

0




collasso risultano:










rischio, evidenziano la necessità di interventi di adeguamento molto estesi nella struttura in

esame.


CORPO - F

Per questo corpo di fabbrica non è stato possibile effettuare l’analisi non lineare in quanto

la struttura presenta un elevato numero di elementi strutturali in crisi sia per taglio che per

flessione già con la sola applicazione dei carichi gravitazionali come evidenziato

dall’immagine soprastante. L’esistenza di premature criticità per flessione in un numero

elevato di elementi strutturali ha reso inutile effettuare l’analisi non lineare in si sarebbe

dovuto escudere dall’analisi un elevato numero di elementi strutturali ottenendo così

risultati non realistici.

Si è pertanto ritenuto di fermare le analisi al livello 1 di analisi lineare.


Gli indicatori di rischio valutati secondo le analisi di livello 1 risultano:

Moltiplicatore della PGA unitaria per raggiungimento della rottura a taglio 0.0214

PGADS/PGA10% = 0.061

Moltiplicatore della PGA unitaria per raggiungimento della rottura dei nodi non confinati

0.0428

PGADS/PGA10% = 0.122

Moltiplicatore della PGA unitaria per raggiungimento dello spostamento di interpiano SLDL

0.0994

PGADL/PGA50% = 0.710


CORPO - G




Le criticità si riscontano diffusamente nelle travi dei vari impalcati e nei pilastri compresi tra

le coperture sfalsate come si evidenzia nell’immagine seguente.





a taglio tutte le travi ed i pilastri interessati.











PGADS/g = 0,008

PGACO/g = 0,008



















mm.

76543210

Sa/g

0,065

0,06

0,055

0,05

0,045

0,04

0,035

0,03

0,025

0,02

0,015

0,01

0,005

0






PGADS/g = < 0,0004

PGACO/g = < 0,0004



















mm.

0,450,40,350,30,250,20,150,10,050

Sa/g

0,005

0,005

0,004

0,004

0,003

0,003

0,002

0,002

0,001

0,001

0





di capacità.



PGADL/g = 0,046

PGADS/g = 0,068

PGACO/g = 0,091


















mm.

4035302520151050

Sa/g

0,13

0,12

0,11

0,1

0,09

0,08

0,07

0,06

0,05

0,04

0,03

0,02

0,01

0





collasso risultano:


PGADS/ PGA rif DS= < 0,0004

PGACO/ PGA rif CO= < 0,0004

Essi si mantengono nettamente inferiori all’unità.






rischio, evidenziano la necessità di consistenti e molto estesi interventi di adeguamento.


CORPO - H




Le criticità si riscontano in alcune trati perimterali ai vari livelli, diffusamente nelle travi di

sottotetto e copertura ed in alcuni pilastri del livello copertura come si evidenzia

nell’immagine seguente.















PGADS/g = 0,019

PGACO/g = 0,019



















mm.

100806040200

Sa/g

0,1

0,09

0,08

0,07

0,06

0,05

0,04

0,03

0,02

0,01

0





PGADS/g = 0,041

PGACO/g = 0,041



















mm.

160140120100806040200

Sa/g

0,26

0,24

0,22

0,2

0,18

0,16

0,14

0,12

0,1

0,08

0,06

0,04

0,02

0



L’eliminazione dei meccanismi di rotture fragili consente di evidenziare il comportamento

della struttura per soli meccanismi a flessione.



PGADL/g = 0,067

PGADS/g = 0,075

PGACO/g = 0,089


















mm.

150100500

Sa/g

0,3

0,28

0,26

0,24

0,22

0,2

0,18

0,16

0,14

0,12

0,1

0,08

0,06

0,04

0,02

0





collasso risultano:




Essi si mantengono nettamente inferiori all’unità.

Il comportamento risulta fortemente asimmetrico e con i meccanismi fragili che precedono

le rotture duttili.

Anche nell’ipotesi fatta di superamento delle iniziali fragilità con il preventivo adeguamento

per taglio delle travi, la tipologia delle rotture come sopra evidenziate ed il valore degli

indici di rischio, evidenziano la necessità di interventi di adeguamento importanti ed estesi

nella struttura in esame.


CORPO - I

Caso A1 -rotture duttili (flessione) e collassi fragili (taglio) nei pilastri e nelle travi-



PGADS/g = 0,048

PGACO/g = 0,048



















mm.

302520151050

Sa/g

0,28

0,26

0,24

0,22

0,2

0,18

0,16

0,14

0,12

0,1

0,08

0,06

0,04

0,02

0





PGADS/g = 0,108

PGACO/g = 0,111



















mm.

150100500

Sa/g

0,5

0,45

0,4

0,35

0,3

0,25

0,2

0,15

0,1

0,05

0




comportamento della struttura per soli meccanismi duttili.



PGADL/g = 0,111

PGADS/g = 0,163

PGACO/g = 0,186


















mm.

150100500

Sa/g

0,5

0,45

0,4

0,35

0,3

0,25

0,2

0,15

0,1

0,05

0





collasso risultano:





Le curve di capacità viste hanno evidenziato che le rotture fragili precedono i maccanismi

duttili.

La tipologia delle rotture come sopra evidenziate ed il valore degli indici di rischio,

evidenziano la necessità di interventi di adeguamento importanti e molto estesi soprattutto

nella parte in c.a. della struttura in esame.

Relazione Di Sintesi-Vecchia Ala PO SULMONA

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