La ricerca - mada building

Pareti in CFS con Controventi ad X: Caratterizzazione
Sperimentale della Risposta Sismica
Luigi Fiorino, Ornella Iuorio, Vincenzo Macillo, Maria Teresa Terracciano, Raffaele Landolfo
Dipartimento di Strutture per l’Ingegneria e l’Architettura. Piazzale Tecchio 80, 80125 Napoli.
Keywords: costruzioni stick-built, strutture in acciaio, profili formati a freddo, controventi concentrici a X, analisi
sperimentale.
ABSTRACT
In ambito nazionale si sta diffondendo l’utilizzo di strutture in acciaio formato a freddo (CFS), che
rappresentano una valida alternativa ai sistemi strutturali tradizionali, in quanto sono in grado di
coniugare elevate prestazioni strutturali ad un insieme di caratteristiche come la leggerezza, rapidità di
realizzazione e la capacità di soddisfare elevati standard prestazionali in termini di sicurezza, durabilità ed
eco-efficienza. Risulta pertanto necessaria l’introduzione di prescrizioni normative per la progettazione
sismica di tali tipologie strutturali. A tale scopo, nell’ambito del progetto ReLUIS-DPC 2010-2013, è in
corso un approfondito studio teorico-numerico. La ricerca si focalizza sullo studio del comportamento
sismico di pareti in CFS con controventi a X, sia in termini di risposta globale, mediante l’esecuzione di
prove su prototipi in scala reale, che di risposta locale, con la caratterizzazione sperimentale dei materiali
e delle principali componenti del sistema. In questo lavoro si presenta l’impostazione della ricerca, le
ipotesi alla base della progettazione del programma sperimentale e i primi risultati ottenuti.
1
INTRODUZIONE
L’adozione di sistemi costruttivi con struttura
portante in acciaio formato a freddo (CFS) per la
realizzazione di edifici residenziali di piccole e
medie dimensioni (housing) oggi rappresenta un
fenomeno in netta crescita in Europa ed in Italia
(Landolfo et al. 2012). Tra i diversi sistemi
costruttivi CFS, quello ad aste (stick-built) è
sicuramente il più diffuso in quanto è
caratterizzato dal più basso livello di
prefabbricazione. Per tali sistemi la progettazione
nei confronti delle azioni sismiche può seguire
due diversi approcci: “all-steel design” e
“sheathing-braced design” (Fiorino et al. 2012).
Secondo l’approccio progettuale denominato “allsteel design” gli elementi sismo-resistenti del
sistema costruttivo sono costituiti esclusivamente
da profili d’acciaio. Affinché i solai e le pareti
siano in grado di esibire un buon comportamento
strutturale per azioni agenti nel loro piano è
necessario inserire controventi metallici disposti a
X o a K. Il secondo approccio “sheathing-braced
design”, invece, tiene conto dell’interazione tra
l’ossatura metallica ed i pannelli di rivestimento,
che assolvono la funzione di controventamento
(Iuorio et al. 2012).
Oggetto del presente lavoro è lo studio del
comportamento sismico di strutture in CFS
progettate in accordo alla metodologia “all-steel
design”. A tale scopo, di seguito vengono
presentati i risultati preliminari di un’ampia
campagna sperimentale, condotta nell’ambito del
progetto ReLUIS–DPC 2010–2013, per la
caratterizzazione della risposta globale e locale di
pareti con controventi a X.
La tipica parete CFS con controventi a X (Fig.
1) è generalmente realizzata da un’intelaiatura
metallica (frame) costituita da un’orditura di
montanti (studs), aventi sezione trasversale a C
posti ad un interasse variabile da 300 a 600 mm,
collegati alle estremità da guide, aventi sezioni ad
U. Spesso per prevenire fenomeni di instabilità
locale nelle zone maggiormente sollecitate, alle
estremità delle guide vengono predisposti alcuni
elementi di rinforzo (profili di sezione a C), che
consentono di realizzare in tali segmenti dei
profili scatolari (Velchev et al. 2010). I montanti
di estremità sono costituiti da due profili
accoppiati “schiena a schiena”, alle cui estremità
vengono inseriti dei dispositivi “hold-down”
capaci di fronteggiare gli elevati sforzi di
trazione. Connessioni di tipo meccanico
(ancoranti o bulloni) sono distribuiti lungo le
guide per assorbire l’azione tagliante. Allo scopo
di migliorare il comportamento dei montanti,
dimezzando
la
loro
lunghezza
libera
d’inflessione, a metà altezza della parete le flange
di tali profili possono essere collegate
trasversalmente, su entrambi i lati, mediante piatti
in acciaio (flat strap). I piatti sono poi collegati
ad opportuni ritegni (blocking) aventi sezione a C
e collocati nei campi terminali della parete. Gli
elementi di controventamento a X, piatti o cavi,
possono essere installati su una o entrambe le
facce della parete e sono solitamente collegati alle
guide e ai montanti tramite opportuni fazzoletti.
Tutte le connessioni sono generalmente realizzate
mediante viti autoperforanti.
progettati considerando due diverse localizzazioni
geografiche: Roma e Potenza; rappresentative di
zone con sismicità rispettivamente medio-bassa e
medio-alta. La Tabella 1 mostra i principali
parametri necessari per la definizione dell’azione
sismica allo stato limite di salvaguardia della vita.
La progettazione di questi edifici è stata
eseguita in accordo con le Norme Tecniche per le
Costruzioni
del
2008
(Ministero
delle
infrastrutture, 2008), di seguito NTC 2008, le
relative Istruzioni (Ministero delle infrastrutture,
2009) e per gli aspetti non coperti da tali norme,
si è fatto riferimento alla parte 3 dell’Eurocodice
3 (CEN, 2006), di seguito EC3-1-3. Dal punto di
vista sismico, con riferimento ad eventi sismici
con probabilità di superamento del 10% in 50
anni, è stata eseguita sia una progettazione di tipo
elastica che di tipo dissipativo. In particolare, in
quest’ultimo caso è stato assunto un fattore di
struttura q pari a 2.5, come previsto dalla norma
americana AISI S213-07/S1-09 (2009).
Tabella 1: Parametri per la definizione dell’azione sismica
secondo le NTC 2008
ag [g]
Fo
T*C [s]
SS
ST
Zona a sismicità
medio-bassa
0.110
2.628
0.306
1.500
1.000
Zona a sismicità
medio-alta
0.202
2.446
0.363
1.403
1.000
Figura 2. Planimetrie schematiche del caso studio
Figura 1. Parete con controventi a X
2
CASO STUDIO
Allo scopo di individuare le configurazioni di
pareti da impiegare nello studio sperimentale è
stato definito un caso studio in cui sono stati
analizzati tre edifici residenziali a pianta
rettangolare con superficie coperta di circa 220
m2, che si articolano rispettivamente su uno, due
e tre livelli (Fig. 2). Gli edifici sono stati
Sulla base di tali ipotesi sono state
dimensionate le tre configurazioni di pareti, che
rappresentano il principale oggetto di studio della
campagna sperimentale. In particolare, la prima
configurazione (parete leggera elastica, WLE)
corrisponde all’ipotesi di edificio monopiano
ubicato in zona sismica medio-bassa progettato
elasticamente. La seconda (parete leggera
dissipativa, WLD) si riferisce alle stesse
condizioni della configurazione precedente, ad
eccezione dell’approccio di progettazione seguito,
in questo caso di tipo dissipativo. La terza ed
ultima configurazione (parete pesante dissipativa,
WHD) è rappresentativa del caso di edificio a tre
piani ubicato in zona sismica medio-alta
progettato mediante il solo approccio dissipativo.
Le pareti dimensionate in accordo ai tre diversi
scenari sopra descritti sono illustrate in Figura 3,
dove Hd rappresenta la forza sismica di progetto
agente su singola parete.
Figura 3. Tipologie di pareti
Tutte le configurazioni di pareti selezionate
hanno lunghezza di 2400 mm e altezza di 2700
mm.
Per
quanto
riguarda
il
loro
dimensionamento, esse sono state progettate
valutando la resistenza laterale della parete come
il più piccolo dei valori delle resistenze associate
ai possibili meccanismi di collasso degli elementi
che la compongono. Nel caso di progettazione di
tipo elastico, ciascun elemento è stato
dimensionato con riferimento alle sollecitazioni
indotte sullo stesso dall’azione sismica di
progetto, senza alcun accorgimento atto a favorire
un meccanismo di collasso duttile. Infatti, nel
caso in specie (WLE), il meccanismo di collasso
previsto in fase progettuale è quello
corrispondente alla rottura della diagonale di
controvento tesa nella sezione indebolita dai fori.
Nel caso di progettazione di tipo dissipativo
(WLD e WHD), le pareti sono state progettate in
modo che lo snervamento della diagonale tesa
preceda la crisi dei restanti elementi. A tal fine,
con particolare riferimento alla rottura dell’area
netta, nel collegamento della diagonale è stato
verificato il soddisfacimento della seguente
condizione:
f yk
Ares
γ
≥ 1.1 M 2
γ M 0 f tk
A
progetto sismico di strutture in acciaio laminato a
caldo. Si è preferito rispettare tale verifica, in
quanto relativa ad una progettazione sismica,
nonostante, nel caso generico di membrature
formate a freddo, la verifica riportata sia nelle
Istruzioni alle NTC 2008 (punto C4.2.12.2.4.1)
che nell’ EC3-1-3 (punto 6.1.2) non prevede la
presenza del fattore 1.1. Tale condizione ha
comportato una maggiore attenzione nella
definizione del dettaglio di collegamento e la
scelta di un materiale diverso per le diagonali.
Infatti, quest’ultime sono state realizzate con
acciaio S235, diversamente da quello utilizzato
per tutti gli altri elementi (S350GD+Z). In
aggiunta, al fine di garantire la sovraresistenza
degli altri possibili meccanismi di crisi, tutti gli
elementi dissipativi sono stati dimensionati in
modo da soddisfare la seguente relazione:
H i , Rd ≥ 1.1 ⋅ γ Rd ⋅ H d , Rd
(2)
dove Hi,Rd è la resistenza di progetto della parete
associata alla crisi del generico meccanismo non
dissipativo, Hd,Rd è la resistenza di progetto della
parete associata allo snervamento della diagonale
tesa, γRd è il coefficiente che tiene conto della
variabilità statistica della resistenza di
snervamento del materiale, posto pari a 1.20.
Nella Tabella 2 sono riportate le caratteristiche
geometriche e meccaniche dei principali elementi
costituenti le tre configurazioni di parete.
Tabella 2 : Caratteristiche geometriche e meccaniche degli
elementi delle pareti investigate
Montante
Guida
WLE
Sezione a C
WLD
Sezione a C
WHD
Sezione a C
150x50x20x1.5
S350GD+Z
150x50x20x1.5
S350GD+Z
150x50x20x3.0
S350GD+Z
Sezione a U
Sezione a U
153x50x1.5
Sezione a U
153x50x1.5
S350GD+Z
S350GD+Z
153x50x1.5
S350GD+Z
Piatti
Piatti
Piatti
Diagonale
90x1.5
S350GD+Z
70x2
S235
140x2
S235
Piatti
Piatti
Piatti
Fazzoletti
270x270x1.5
S350GD+Z
290x290x1.5
S350GD+Z
365x365x1.5
S350GD+Z
Sezione a C
Sezione a C
Sezione a C
150x50x20x1.5
S350GD+Z
150x50x20x1.5
S350GD+Z
150x50x20x3.0
S350GD+Z
(1)
Rinforzo
guida
dove Ares è l’area della diagonale in
corrispondenza della sezione indebolita dai fori, A
è l’area lorda della diagonale, γM0 e γM2 sono i
coefficienti parziali di sicurezza da impiegarsi
rispettivamente nelle verifiche di snervamento e
di rottura dell’area netta e, infine, fyk e ftk sono
rispettivamente la resistenza di snervamento e di
rottura dell’acciaio. Tale verifica è fornita dalle
NTC 2008, al punto 7.5.3.2, nella parte relativa al
Sezione a C
Sezione a C
Sezione a C
Blocking
150x50x20x1.5
S350GD+Z
150x50x20x1.5
S350GD+Z
150x50x20x3
S350GD+Z
Piatti
Piatti
Piatti
Flat strap
50x1.5
S350GD+Z
50x1.5
S350GD+Z
50x1.5
S350GD+Z
Tecfi
AB 04 63 040
Tecfi
CI 01 48 016
Tecfi
AB 04 63 040
Viti
3
PROGRAMMA SPERIMENTALE
Al fine di investigare la risposta laterale
globale della parete, il programma sperimentale
ha previsto, per ogni configurazione, 2 prove
monotone e 2 prove cicliche. In aggiunta, a
supporto
della
sperimentazione
condotta
sull’intero sistema sismo-resistente, sono state
previste 28 prove a taglio sui collegamenti delle
diagonali e 8 prove a taglio sulle unioni
meccaniche adottate per tali collegamenti. La
sperimentazione è stata completata con 17 prove
di trazione sul materiale.
Al fine di valutare gli effetti dello “strainrate”, sia le prove sui collegamenti che quelle sul
materiale sono state eseguite con due differenti
velocità : 0.05 e 50 mm/s. La Tabella 3 presenta il
programma sperimentale con l’indicazione delle
prove già svolte e quelle da farsi.
testata è collegata all’attuatore mediante un
particolare giunto in grado di trasferire alla parete
solo azioni orizzontali ed è vincolata nei confronti
degli spostamenti fuori piano mediante 2 portali
composti da colonne HEB 140, alla cui estremità
superiore sono collocati dei dispositivi dotati di
rulli che consentono lo scorrimento nel piano
della parete durante la prova.
Tabella 3: Programma sperimentale
Materiale
n. prove
Unioni
n. prove
Collegam.
Config.
n. prove
Pareti
n. prove
monotone
n. prove
cicliche
S350-1.5
3b
3a
S235-2.0
S350-1.5
3b
3b
SLE
2a
SLD
3b
3b
CLE
1
3b
3a
2b
CLD
1
3b
3a
3a
SHD
CHD
2
3
4
2b
2b
2b
1
3b
3a
2
3
4
2b
2b
2b
WLE
WLD
WPD
1 + 1*
1 + 1*
2
1 + 1*
1 + 1*
2*
*Prove da farsi; b: velocità di prova 0.05 mm/s; a: velocita di
prova 50 mm/s
4
4.1
PROVE PARETI
Apparato di prova e strumentazione
La campagna sperimentale è stata condotta
presso il laboratorio del Dipartimento di Strutture
per l’Ingegneria e l’Architettura dell’Università di
Napoli Federico II. L’apparato di prova utilizzato
per la campagna sperimentale è illustrato in
Figura 4. L’azione orizzontale viene trasmessa al
prototipo attraverso una trave di testata
orizzontale collegata alla guida superiore della
parete, mentre inferiormente la parete è collegata
ad una trave di base che la vincola al solaio del
laboratorio. In particolare, il collegamento tra la
parete e le travi avviene mediante bulloni M8
classe 8.8 distribuiti lungo le guide con un passo
di 300 mm (collegamento a taglio) e bulloni M24
classe 8.8 posizionati in corrispondenza degli
hold-down (collegamento a trazione). La trave di
Figura 4. Set-up prove pareti
Il carico orizzontale è stato applicato mediante
un attuatore avente una capacità di corsa di 500
mm e di carico di 500 kN. Gli spostamenti
orizzontali della parete (Fig. 5) sono stati misurati
mediante tre trasduttori di spostamento (LVDT):
uno posizionato in testa (LVDT A) e due al piede
della parete (LVDT B e C). La misura degli
spostamenti verticali, in corrispondenza delle due
zone terminali della parete, è avvenuta con
l’utilizzo di altri due LVDT (D ed E). Infine, per
misurare le deformazioni locali delle diagonali, su
ciascuna di esse sono stati disposti due straingauge (SG), uno in corrispondenza del
collegamento (SG 1 e 3) e l’altro in prossimità del
punto medio (SG 2 e 4).
picco della curva sperimentale, ke rappresenta la
rigidezza secante in corrispondenza del 40% della
resistenza massima. I valori di previsione teorica
della resistenza Hp e della rigidezza kp sono stati
determinati a partire dai valori delle proprietà
meccaniche misurati nelle prove sul materiale e
sui collegamenti.
Figura 5. Strumentazione prove pareti
4.2
Prove monotone
Le prove monotone sono state articolate in due
fasi successive, una prima di tiro e una seconda di
spinta. Ciascuna delle due fasi è stata seguita da
uno scarico con riposizionamento della parete
nella condizione iniziale (Fig. 6). Le prove sono
state condotte con spostamenti imposti a velocità
costante pari a 0.10 mm/s.
Figura 7. Prove monotone pareti - parametri misurati e
previsti (prova WLD-M1)
Nel caso di parete leggera elastica, il
meccanismo di collasso osservato corrisponde
alla rottura dell’area netta della diagonale (Fig.
8).
Figura 6. Prove monotone pareti – curva di risposta H-d
provaWHD-M2
Le quattro prove monotone finora effettuate
sono state eseguite sulle seguenti configurazioni:
una prova su parete leggera elastica (WLE-M1),
una prova su parete leggera dissipativa (WLDM1) e due prove su parete pesante dissipativa
(WHD-M1 e WHD-M2). In Figura 7 sono
confrontati i risultati della prova WLD-M1
ottenuti in tiro e in spinta in termini di curva forza
applicata-spostamento misurato in testa alla
parete (H-d). In essa sono indicati i parametri
utilizzati per valutare quantitativamente la
risposta strutturale. In particolare, con Hy viene
indicata la resistenza di snervamento, mentre con
Hmax si individua la resistenza corrispondente al
Figura 8. Prove monotone pareti - meccanismi di collasso
osservati
Per quanto riguarda le pareti dissipative si è
osservato lo snervamento della diagonale senza
raggiungimento della rottura, almeno per gli
spostamenti massimi raggiunti compatibilmente
con la capacità di corsa dell’attuatore.
Confrontando i risultati delle prove (Tab. 4)
possiamo osservare che le resistenze massime
sperimentali registrate nelle due fasi di tiro e
spinta sono pressoché identiche, con differenze
contenute entro il 3%. Inoltre, le resistenze di
snervamento sperimentale risultano essere in
linea con i valori di previsione, con una
variazione massima pari al 9%. Per quanto
riguarda le rigidezze, nella fase di spinta si è
riscontrata una riduzione anche fino al 50%,
causata dal parziale danneggiamento di alcuni
elementi di parete durante la precedente fase di
tiro.
Tabella 4: Risultati prove monotone pareti
Mec. di
collasso
Tiro
64.9
66.3
3.5
AN
WLE-M1
Spinta
65.6
66.6
2.7
AN
Teorico
62.0
61.4
4.4
AN
Tiro
56.7
61.7
4.0
S
WLD-M1
Spinta
58.8
62.3
3.2
S
Teorico
55.0
57.6
4.9
S
Tiro
110.3 116.9
6.2
S
WHD-M1
Spinta
107.8 119.3
3.6
S
Teorico 110.0 115.5
6.6
S
Tiro
109.5 118.4
5.9
S
WHD-M2
Spinta
114.2 119.3
2.8
S
Teorico 110.0 115.5
6.6
S
AN: rottura dell’area netta della diagonale; S: snervamento
della diagonale
Pareti
Hy
Hmax
Ke
[kN]
[kN]
[kN/mm]
Per la parete pesante dissipativa sono state
effettuate due prove monotone. Durante la prima
prova (WHD-M1), sia in tiro che in spinta, si è
registrata una temporanea perdita di resistenza
dovuta all’instabilità locale delle guide nelle zone
maggiormente compresse adiacenti ai tratti
irrigiditi (Fig. 9 a-c). Allo scopo di prevenire i
fenomeni di instabilità osservati nella prima
prova, nella seconda parete (WHD-M2) il
rinforzo è stato esteso a tutta la lunghezza delle
guide (Fig. 9 b). La risposta sperimentale della
parete rinforzata ha dimostrato l’efficacia
dell’intervento (Fig. 9d). Comunque, le resistenze
e le rigidezze sperimentali registrate nelle due
prove sono state pressoché identiche (Fig. 10),
con variazioni contenute rispettivamente entro il
1% e 3%. Ciò testimonia come l’instabilità locale,
comparsa nelle guide della prima parete, sia stata
un fenomeno transitorio che ha influenzato solo
limitatamente la risposta globale.
Figura 9: Tipologia di rinforzi adottati nelle pareti WHD e
relative deformazioni osservate durante le prove
Figura 10. Curve di risposta H-d prove monotone WHD
4.3
Prove cicliche.
Per le prove cicliche è stato adottato il
protocollo di carico noto come “CUREE ordinary
ground motions reversed cyclic load protocol”
(Krawinkler et al, 2001) ideato per pareti in legno
e adattato alle pareti in CFS da Velchev et al
(2010) (Fig. 11), i quali assumono per lo
spostamento di riferimento la seguente ipotesi:
Δ = 2.667 Δ y
(3)
dove Δy rappresenta lo spostamento al limite
elastico valutato a partire dai risultati delle prove
monotone.
Figura 11. Protocollo di carico ciclico prove WLE
Le prove cicliche finora effettuate sono state
eseguite su una parete leggera elastica (WLE-C1)
e una parete leggera dissipativa (WLD-C1). In
Figura 12 sono riportati i risultati della prova
WLD-C1 in termini di forza-spostamento (H-d),
unitamente ai parametri utilizzati per valutare la
risposta strutturale. In particolare, vengono
indicate con Hy(-) e Hy(+) le resistenze di
snervamento valutate rispettivamente in tiro e in
spinta, con Hmax(-) e Hmax(+) le resistenze massime
registrate rispettivamente in tiro e in spinta,
mentre gli spostamenti corrispondenti al collasso
raggiunto nelle due direzioni sono indicati dmax(-)
e dmax(+). Analogamente a quanto previsto per le
prove monotone, le rigidezze elastiche
convenzionali (ke(-), ke(+)) sono state valutate al
40% della forza massima.
I risultati delle prove in regime di spostamento
ciclico sono riportati in Tabella 5. Si può notare
come le pareti esibiscano resistenze e rigidezze
sperimentali sostanzialmente simili in entrambe le
direzioni di carico, con variazioni contenute
rispettivamente entro 2% e 8%, a conferma di un
comportamento simmetrico nelle due direzioni di
prova. La risposta ciclica si caratterizza per la
presenza di un marcato pinching, che si traduce in
un forte schiacciamento dei cicli isteretici e,
quindi, in una riduzione della capacità di
dissipare energia. Entrambe le prove hanno
presentato come meccanismo di collasso quello
corrispondente alla rottura dell’area netta della
diagonale (Fig. 13), coincidente con quello
previsto teoricamente solo nel caso WLE.
Figura 13: Prove cicliche pareti - meccanismi di collasso
osservati
5
PROVE MATERIALE
Le prove a trazione sul materiale sono state
condotte su tutti i tipi e gli spessori di acciaio
utilizzati per i profili delle pareti: S235 spessore
2.0 mm (S235-2.0), S350GD+Z spessore 1.5 mm
(S350-1.5) e 3.0 mm (S350-3.0). Per ogni tipo e
spessore di acciaio sono state effettuate 6 prove,
di cui 3 a bassa velocità (0.05 mm/sec) e 3 ad alta
velocità (50 mm/sec). Una sintesi dei risultati è
fornita in Tabella 6, dove per ciascuna tipologia
di prova sono riportate le tensioni medie di
snervamento (fy,m) e di rottura (ft,m) per entrambe
le velocità.
Tabella 6: Risultati prove materiale
v = 0.05 mm/s
Figura 12: Prove cicliche pareti - parametri misurati e
previsti (prova WLD-C1)
Tabella 5: Risultati prove cicliche pareti
Pareti
Hy
Hmax
Ke
dmax
[kN]
[kN]
[kN/mm]
[mm]
MC
Tiro
68.9 69.4
3.4
35.7
AN
Spinta
69.6 70.6
3.7
38.1
AN
Teorico 62.0 61.4
4.4
AN
Tiro
59.8 64.4
4.0
200.6 AN
WLD-C1 Spinta
58.7 63.1
3.8
196.3 AN
Teorico 55.0 57.6
4.9
S
MC: meccanismo di collasso; AN: rottura dell’area netta
della diagonale; S: snervamento della diagonale
WLE-C1
v = 50 mm/s
Provino
fym
ftm
fym
ftm
S235-2.0
S350-1.5
S350-3.0
[MPa]
301.6
355.4
364.3
[MPa]
366.4
408.9
425.1
[MPa]
322.6
379.9
387.4
[MPa]
389.3
430.3
454.2
Per l’acciaio S235 i valori sperimentali
mostrano un incremento della resistenza di
snervamento e rottura rispettivamente del 22% e
10% rispetto a quelle nominali (fy = 235 MPa e ft
= 360 MPa), mentre per l’acciaio S350GD+Z, nel
caso del provino di spessore 1.5 mm si ha un
incremento del 2% della resistenza di
snervamento (fy = 350 MPa) e una riduzione del
3% di quella di rottura (ft = 420 MPa), mentre nel
caso del provino di spessore 3.0 mm sia la
resistenza di snervamento che quella di rottura
registrano un aumento rispettivamente del 4% e
1%.
Dal confronto dei valori ottenuti per le due
differenti velocità emerge una discreta influenza
dello “strain-rate”, quantificabile in un
incremento delle resistenze di snervamento e
rottura compreso tra il 5% e 7% all’aumentare
della velocità (Fig. 14).
Figura 15: Prove unioni - meccanismi di collasso osservati
Figura 14: Prove materiale – Curve tensione (σ)
deformazione (ε) acciaio S350GD+Z spessore 3mm
6
PROVE UNIONI
Le prove a taglio sulle unioni sono state
condotte su tutte le tipologie utilizzate nelle pareti
per il collegamento diagonale-fazzoletto. Un
quadro completo della geometria e dei materiali
utilizzati per i provini è fornito in Tabella 7.
Tabella 7: Prove unioni - geometrie e materiali
La Tabella 8 riporta i risultati ottenuti per
ciascuna tipologia di unione in termini di carico
medio di rottura (Ft,m), rigidezza media (ke,m) e
meccanismo di collasso (Fig. 15), mentre le curve
forza-spostamento sono mostrate in Figura 16. In
questo caso la valutazione della rigidezza è stata
effettuata considerando il primo tratto lineare
significativo della curva di risposta.
Tabella 8: Risultati prove unioni
Ft,m
ke,m
Meccanismo
di collasso
[kN]
[kN/mm]
exp
7.6
4.0
RO + E
SLE
Teorico
6.8
RI
exp
6.5
3.4
T
SLD
Teorico
5.2
RI
exp
8.9
4.6
RO + E
SHD
Teorico
5.8
RI
RO: rotazione della vite; E: estrazione della vite; RI: rifollamento
del foro; T: rottura a taglio della vite
Provino
Dall’esame delle risposte sperimentali si
evince che, in termini di resistenza e capacità
deformativa la migliore risposta si ottiene per le
unioni SHD. Anche per i provini SLE la risposta
è caratterizzata da una buona capacità
deformativa, anche se rispetto ai precedenti si
osserva una resistenza minore. Infine, le unioni
SLD esibiscono una resistenza più bassa, ma
soprattutto una capacità deformativa molto
limitata. Ciò si spiega con il diverso meccanismo
di collasso riscontrato, rotazione ed estrazione
della vite per le unioni SHD e SLE, rottura a
taglio della vite per i provini SLD.
Figura 16: Prove unioni – curve di risposta F-δ
7
PROVE COLLEGAMENTI
Anche le prove a taglio su collegamenti tra
diagonali e fazzoletti sono state eseguite su tutte
le configurazioni adottate nelle pareti. In
aggiunta, per i collegamenti presenti nelle due
pareti dissipative, è stato condotto uno studio
sperimentale complementare volto ad analizzare
l’influenza della diversa disposizione geometrica
delle viti. A tal fine, sono state definite tre
ulteriori configurazioni di provini, corrispondenti
ad un diverso sviluppo della sezione indebolita
dai fori. In particolare, definendo con An1 l’area
netta minima ottenuta considerando le sezioni
trasversali perpendicolari all’asse della diagonale
e con An2 l’area netta minima ottenuta
considerando le sezioni trasversali ricavate a
partire da una spezzata, sono state definite le
seguenti disposizioni (Fig. 17): configurazione 1,
riproducente il collegamento realizzato nella
parete di riferimento e corrispondente al caso in
cui An1<An2; configurazione 2, in cui le viti sono
disposte in maniera allineata (An1<An2);
configurazione 3, che rappresenta il caso in cui
An1=An2; configurazione 4, che corrisponde al
caso in cui An1>An2. In Tabella 9 sono illustrate le
diverse
configurazioni
dei
collegamenti
sperimentali e il numero di prove effettuate. In
particolare, per la configurazione 1 sono state
eseguite sia prove a bassa (0.05 mm/s) che ad alta
(50 mm/s) velocità. Una sintesi dei risultati è
riportata in tabella 10, dove per ciascuna
configurazione sono riportati i valori medi di
carico di rottura (Ft,m) e rigidezza (ke,m), insieme
al meccanismo di collasso osservato.
Dal confronto delle curve di risposta dei
collegamenti
rappresentativi
delle
pareti
(configurazioni tipo 1), si deduce che la migliore
risposta in termini di resistenza e rigidezza è stata
esibita dai provini CHD-1, mentre i collegamenti
CLD-1 e CLE-1 mostrano una resistenza e una
rigidezza molto più basse rispetto ai precedenti
(Fig. 18). Tutte e tre le tipologie di provini sono
caratterizzate da una buona capacità deformativa.
Tabella 10: Risultati prove collegamenti
Mec. di
col.
0.05
50.4
38.9
3.9
RO+AN
s
CLE-1
50.0
54.9
RO+AN
t
46.2
AN
0.05
43.8
59.7
4.0
RO+AN
s
CLD-1
50.0
47.9
RO+AN
t
43.0
RI
CLD-2
s
0.05
44.2
59.1
3.9
RO+AN
CLD-3
s
0.05
44.4
51.8
3.5
RO+AN
CLD-4
s
0.05
43.8
66.4
4.4
RO+AN
0.05
90.3
153.4
6.1
RO+AN
s
CHD-1
50.0
95.1
RO+AN
t
87.0
AN
CHD-2
s
0.05
84.4
134.0
5.4
RO+AN
CHD-3
s
0.05
84.9
125.4
5.0
RO+AN
CHD-4
s
0.05
84.4
187.6
7.5
RO+AN
s: valori sperimentali; t: valori teorici; n: numero viti; RO:
rotazione della vite; RI: rifollamento del piatto; AN: rottura
dell’area netta del piatto
Provino
vel.
Ft,m
ke,m
ke,m/n
[mm/s]
[kN]
[kN/mm]
[kN/mm]
Figura 17: Prove collegamenti - configurazioni dei provini
rappresentativi della parete WLD
Tabella 9: Programma prove collegamenti
Figura 18: Prove collegamenti – curve di risposta F-δ
configurazioni CLE-1, CLD-1 e CHD-1
Dall’analisi della risposta sperimentale al
variare della configurazione geometrica delle viti,
emerge che non vi sono importanti variazioni di
resistenza (≤7%) e rigidezza (≤22%), mentre le
configurazioni tipo 1 presentano la maggiore
capacità deformativa. La Figura 19 mostra, a
titolo di esempio, i risultati sperimentali dei
provini CHD. Una risposta del tutto analoga si è
osservata per i provini CLD al variare della
disposizione delle viti. È possibile analizzare gli
effetti dello “strain-rate” attraverso l’esame della
Figura 20, che presenta le curve sperimentali
della configurazione 1 per la parete WLD,
ottenute per le due differenti velocità di prova.
L’evidenza sperimentale, confermata anche nelle
altre prove sui collegamenti, mostra un aumento
compreso tra 5% e 8% della resistenza massima,
mentre non emergono variazioni apprezzabili di
rigidezza e capacità deformativa.
deformativa, confermando in larga parte le
previsioni teoriche. In conclusione, la ricerca
presentata, ed in via di completamento, può
considerarsi una prima tappa indispensabile per la
caratterizzazione della capacità sismica. Ad essa
dovrà seguire uno studio teorico–numerico
dedicato alla valutazione della domanda sismica,
che contribuirà a delineare un quadro completo
sulle prestazioni sismiche della tipologia
strutturale investigata.
RINGRAZIAMENTI
Figura 19: Prove collegamenti – curve di risposta F-δ
configurazioni CHD 1, 2, 3 e 4
Il ringraziamento degli autori va al
dipartimento della Protezione Civile per il
finanziamento che ha reso possibile il programma
di ricerca presentato in questo lavoro. I
ringraziamenti sono inoltre estesi alla KNAUF
per la collaborazione nell’allestimento dei
provini; alla Guerrasio per la fornitura dei profili
formati a freddo; alla TECFI S.p.A. per la
fornitura delle viti; all’ing. Giuseppe Campanella
per la sua preziosa assistenza durante
l’esecuzione delle prove.
BIBLIOGRAFIA
Figura 20: Prove collegamenti – curve di risposta F-δ
configurazione CHD-1 per diverse velocità di prova
8
CONCLUSIONI
In questo lavoro sono stati presentati i risultati
di una campagna sperimentale condotta
nell’ambito del progetto ReLUIS-DPC 20102013, linea 1 (Aspetti nella progettazione sismica
delle nuove costruzioni), Task 2 (Strutture in
acciaio e composte acciaio-calcestruzzo). La
campagna sperimentale ha interessato un sistema
strutturale innovativo, costituito da pareti con
struttura in profili formati a freddo in acciaio e
controventi a X, con lo scopo di fornire
informazioni utili per l’introduzione di tale
sistema nelle future norme tecniche nazionali. I
risultati finora ottenuti dimostrano la possibilità
di perseguire, almeno per le zone caratterizzate da
un’intensità sismica medio–bassa, sia una
progettazione elastica che dissipativa nei
confronti di eventi sismici con probabilità di
eccedenza del 10% in 50 anni. Tali sistemi hanno
esibito una risposta sperimentale soddisfacente in
termini di rigidezza, resistenza e capacità
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