rinforzo per carichi verticali: strutture in ca

GLI INTERVENTI POST SISMA
RINFORZO PER CARICHI VERTICALI:
STRUTTURE IN CA
Relatore: Ing. Adriano DICUONZO, Ph.D.
Funzionario del Servizio Tecnico Bacino Reno
Struttura Competente in Materia Sismica
Regione Emilia-Romagna
(Ferrara, 30 Maggio 2014)
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INTERVENTI DI RINFORZO DI STRUTTURE IN CA
Motivazioni:
-
Recupero e risanamento di elementi strutturali degradati;
- Incremento della resistenza degli elementi strutturali (es.
aumento dei carichi di progetto per cambio di destinazione
d’uso, recupero di travi con armatura carente per errori
progettuali);
- Danni localizzati
esplosioni);
alle
strutture
(es.
urti,
incendi,
- Consolidamento di elementi strutturali danneggiati per
azione sismica;
-
Carichi verticali
Azione sismica
Adeguamento e miglioramento sismico;
Gli interventi post sisma
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Ferrara, 30 Maggio 2014
CLASSIFICAZIONE DEGLI INTERVENTI (Ref. §8.4 NTC08)
Gli interventi di rinforzo a carichi verticali rientrano nella categoria di Interventi
di RIPARAZIONE o INTERVENTO LOCALE (§8.4.3 NTC2008) purché
riguardino singole parti e/o elementi della struttura e interessino porzioni
limitate della costruzione.
Il progetto e la valutazione della sicurezza potranno essere riferiti alle sole parti
e/o elementi interessati e documentare che, rispetto alla configurazione
precedente (al danno, al degrado, ecc) non siano prodotte sostanziali
modifiche al comportamento delle altre parti e della struttura nel suo
insieme e che gli interventi comportino un miglioramento delle condizioni di
sicurezza preesistenti.
- Modifica delle RESISTENZE degli elementi → OK, intervento locale
- Modifica delle RIGIDEZZE degli elementi → ATTENZIONE, potrebbe non
essere un intervento locale
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CLASSIFICAZIONE DEGLI INTERVENTI (Ref. §8.4 NTC08)
Procedure da rispettare in Emilia-Romagna (L.R. n. 19/2008)
- zone sismiche 3 e 4:
I lavori non possono essere iniziati fino a quando non sia stato effettuato
il DEPOSITO DEL PROGETTO ESECUTIVO riguardante le strutture
presso lo sportello unico per l’edilizia (Rif. Art. 13 L.R. n. 19/2008).
- zone sismiche 2:
L’inizio del lavori è sempre subordinato al rilascio dell’
AUTORIZZAZIONE SISMICA da parte della struttura tecnica
competente.
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CLASSIFICAZIONE DEGLI INTERVENTI (Ref. §8.4 NTC08)
Procedure da rispettare in Emilia-Romagna (L.R. n. 19/2008)
ATTENZIONE!!
Nelle zone sismiche 3 e 4 sono sempre soggetti a preventiva
AUTORIZZAZIONE SISMICA tutti gli interventi (anche locali...):
a) in abitati dichiarati da consolidare (di cui all'art. 61 del D.P.R. n. 380 del
2001);
b) presentati a seguito di accertamento di violazione delle norme antisismiche;
c) relativi ad edifici di interesse strategico e alle opere infrastrutturali la cui
funzionalità durante gli eventi sismici assume rilievo fondamentale per le finalità
di protezione civile, nonché relativi agli edifici e alle opere infrastrutturali che
possono assumere rilevanza in relazione alle conseguenze di un loro eventuale
collasso.
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Classificazione sismica dell´Emilia-Romagna, OPCM n. 3274/2003
Zona 1: sismicità alta
Zona 2: sismicità media
Zona 3: sismicità bassa
Zona 4: sismicità molto bassa
Le 4 categorie di classificazione sono determinate
in base alla pericolosità sismica.
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Strutture aventi funzione in materia sismica
STB Po di Volano e della
Costa
Comune di Ferrara
Associazione intercomunale
alto ferrarese
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PRINCIPALI RIFERIMENTI NORMATIVI REGIONALI (ER):
- L.R. n. 19 del 30 ottobre 2008 “Norme per la riduzione del
rischio sismico
- D.G.R. n. 1661/2009 “Approvazione elenco categorie di edifici di interesse strategico e
opere infrastrutturali la cui funzionalità durante gli eventi sismici assume rilievo fondamentale
per le finalità di protezione civile ed elenco categorie di edifici e opere infrastrutturali che
possono assumere rilevanza in relazione alle conseguenze di un eventuale collasso”
- D.G.R. n. 1373//2011 “Atto di indirizzo recante l’individuazione della documentazione
attinente alla riduzione del rischio sismico necessaria per il rilascio del permesso di
costruire e per gli altri titoli edilizi, alla individuazione degli elaborati costitutivi e dei
contenuti del progetto esecutivo riguardante le strutture e alla definizione delle modalità
di controllo degli stessi, ai sensi dell’art. 12, comma 1 e dell’art. 4, comma 1 della L.R. n.
19 del 2008”
- D.G.R. n. 687/2011 “Atto di indirizzo recante l’individuazione degli interventi privi di
rilevanza per la pubblica incolumità ai fini sismici”
- D.G.R. n. 1879/2011 “Approvazione dell'atto di indirizzo in merito alla definizione degli
interventi di sopraelevazione, ampliamento e delle strutture compenetranti, ai fini
dell'applicazione del paragrafo 8.4.1 delle NTC2008 e della L.R. n. 19 del 2008”
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DEGRADO DELLE STRUTTURE IN CA
- Le manifestazioni di degrado hanno differenti
cause.
- Le cause possono essere di natura chimica,
fisica, meccanica e biologica.
- Il degrado è generalmente proporzionale alla
porosità del cls (ad eccezione del degrado per
aggressioni biologiche).
- La porosità del cls è proporzionale all’acqua
d’impasto -> più un conglomerato è poroso
minore sarà la sua resistenza.
Questo spiega perché un’opera realizzata con cls
di scarse caratteristiche meccaniche ha anche,
generalmente, scarsa durabilità.
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DEGRADO DELLE STRUTTURE IN CA
Le principali manifestazioni di degrado
del cls sono essenzialmente di due tipi:
-
disgregazione
profonda)
(superficiale
del conglomerato con
o
o
senza ossidazione delle armature;
- formazione di lesioni/fessure che
interessano la zona degradata.
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DEGRADO DELLE STRUTTURE IN CA
Il processo responsabile del deterioramento, può coinvolgere:
- la matrice cementizia (per esempio decalcificazione, attacco solfatico);
- la componente lapidea (per esempio reazioni alcali-aggregato);
- le armature.
Questi aspetti sono strettamente legati tra loro e tendono ad esaltarsi a
vicenda.
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DEGRADO DELLE STRUTTURE IN CA
Cause principali
CARBONATAZIONE
Reazione dell’idrossido di calcio (calce) con
l’anidride carbonica presente nell’aria (Ca(OH)2 +
CO2 -> CaCO3 + H2O), in ambienti moderatamente
umidi, con formazione di carbonato di calcio e ciò
riduce il pH del cls (da pH > 13 a pH < 11).
Come conseguenza si ha il dissolvimento della
pellicola passivante delle barre di armatura e la
formazione di ruggine. La velocità del degrado è
funzione della porosità e della permeabilità del
calcestruzzo.
La carbonatazione non avviene se:
- i pori sono secchi (la CO2 si diffonde all’interno
dei pori ma non da luogo a reazioni per assenza
di acqua);
- il cls è saturo di acqua (a causa della bassa
velocità di diffusione dell’anidride carbonica
nell’acqua).
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DEGRADO DELLE STRUTTURE IN CA
Cause principali
ATTACCO DEI CLORURI
Reazione dei cloruri con i componenti della
pasta cementizia e l’acciaio.
L’acqua penetra nel calcestruzzo trasportando
lo ione cloruro Cl- ; la pellicola passivante delle
armature è stabile sino a quando il tenore di Clnon supera la soglia dello 0.2-0.3%.
Oltre tale tenore la pellicola passivante si
dissolve e si innesca il meccanismo di
formazione della ruggine.
Si hanno tre tipi diversi di attacco in funzione
della provenienza dei sali:
- Cloruri di mare;
- Sali disgelanti: cloruro di sodio (NaCl);
- Sali disgelanti: cloruro di calcio (CaCl2).
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DEGRADO DELLE STRUTTURE IN CA
Cause principali
ATTACCO SOLFATICO ESTERNO
Reazione tra lo ione solfato SO4-- ed i componenti della matrice cementizia.
Lo ione solfato, che si trova in alcuni terreni e nell’acqua di mare, viene
trasportato dall’acqua nel calcestruzzo.
Lo ione solfato reagisce con
l’idrossido di calcio (calce) e l’acqua
formando gesso:
A sua volta il gesso reagisce con
altri composti formando l’ettringite:
Quest’ultima reazione avviene con
un notevole aumento di volume (
400%), dando quindi origine a
rigonfiamenti, macrofessurazioni ed
espulsione del copriferro.
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DEGRADO DELLE STRUTTURE IN CA
Cause principali
CICLI DI GELO E DISGELO
Alle
basse
temperature
l’acqua
contenuta nel calcestruzzo si trasforma
in ghiaccio.
La trasformazione avviene con un
aumento di volume di circa il 9%.
Se il rapporto volume di acqua/volume
dei vuoti è superiore al 91% il ghiaccio
solleciterà il calcestruzzo fino a farlo
fessurare.
Gli effetti diventano devastanti per
successivi cicli di gelo e disgelo.
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RIPRISTINO DEI SUPPORTI
(EVENTUALE PREPARAZIONE DEI RINFORZI)
PREPARAZIONE DEL SUPPORTO
Fasi lavorative:
1. Preparazione del supporto, mediante
demolizione meccanica (non battente) o
manuale, dell’intonaco e del cls ammalorato
fino ad ottenere una superficie meccanicamente
resistente
ed
adeguatamente
irruvidita.
Tale intervento è da estendere all’intera
superficie da ripristinare.
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RIPRISTINO DEI SUPPORTI
(EVENTUALE PREPARAZIONE DEI RINFORZI)
TRATTAMENTO DELLE ARMATURE
Fasi lavorative:
2. Pulizia accurata del calcestruzzo e dei ferri di armatura da polvere,
ruggine, vernici e pitture precedentemente applicate. Trattamento delle
armature originarie degli elementi strutturali in CA, per inibizione della
corrosione, con malta cementizia anticorrosiva.
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RIPRISTINO DEI SUPPORTI
(EVENTUALE PREPARAZIONE DEI RINFORZI)
RIPARAZIONE DELLE LESIONI
Fasi lavorative:
3. Riparazione di fessure strutturali in elementi in calcestruzzo armato con
utilizzo di resine epossidiche di adeguata viscosità e fluidità.
La riparazione delle fessure in elementi in CA deve essere effettuata in modo
da ripristinare la continuità strutturale di ogni elemento.
Le resine possono essere spatolate, colate o iniettate a pressione.
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RIPRISTINO DEI SUPPORTI
(EVENTUALE PREPARAZIONE DEI RINFORZI)
RIPRISTINO DEL COPRIFERRO
Fasi lavorative:
4. Ricostruzione volumetrica per il ripristino del copriferro del calcestruzzo
armato mediante applicazione di malte tixotropiche fibrorinforzate o malte a
basso modulo elastico composte da cemento, aggregati selezionati, fibre
sintetiche e resine polimeriche.
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RIPRISTINO DEI SUPPORTI
(EVENTUALE PREPARAZIONE DEI RINFORZI)
RIPRISTINO DEL COPRIFERRO
Fasi lavorative:
4. L’applicazione dovrà avvenire a cazzuola, spatola o a spruzzo, nello
spessore massimo di 30-35 mm per strato.
Spessori superiori dovranno essere eseguiti in più strati fresco su fresco.
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
- rinforzo con incamiciatura in CA;
- rinforzo in acciaio (beton plaquè);
- rinforzo in acciaio (sistema CAM);
- rinforzo con calcestruzzi/malte fibrorinforzati (FRC/HPFRC);
- rinforzo con materiale compositi fibrorinforzati (FRP);
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
INCAMICIATURA IN CA
Ai pilastri possono essere applicate camicie in c.a. per conseguire tutti o alcuni
dei seguenti obiettivi:
• aumento della capacità portante verticale;
• aumento della resistenza a flessione e/o a taglio;
• aumento della capacità deformativa;
• miglioramento dell’efficienza delle giunzioni per sovrapposizione.
?
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
INCAMICIATURA IN CA
- Lo spessore delle camicie deve essere
tale da consentire il posizionamento di
armature longitudinali e trasversali con un
copriferro adeguato.
- L’incamiciatura può riguardare tutta la
sezione o solo una parte
- Nel caso che la camicia non avvolga
completamente l’elemento, è necessario
mettere a nudo le armature nelle facce
non incamiciate, e collegare a queste
ultime le armature delle facce incamiciate.
1. pilastro esistente;
2. incamiciatura;
3. armatura esistente;
4. armatura longitudinale aggiunta;
5. staffe aggiunte;
6. saldature;
7. ferri piegati;
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
INCAMICIATURA IN CA
Un’ulteriore tecnica per il collegamento tra vecchio e nuovo elemento:
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
INCAMICIATURA IN CA
Se le camicie servono ad aumentare la resistenza flessionale, le barre
longitudinali devono attraversare il solaio in apposite forature continue e essere
ancorate con adeguata staffatura alle estremità del pilastro inferiore e
superiore...
1. soletta;
2. trave;
3. colonna esistente;
4. incamiciatura;
5. armatura longitudinale
aggiunta;
6. staffe aggiunte.
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
INCAMICIATURA IN CA
Se le camicie servono ad aumentare la resistenza flessionale, in fondazione si
potrà procedere secondo uno dei seguenti modi:
- aumentare la larghezza della fondazione per posizionare gli ancoraggi delle
barre;
- realizzare fori verticali nella fondazione per l’inghisaggio delle barre.
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
INCAMICIATURA IN CA
Se le camicie servono solo per aumentare la resistenza a taglio e la
deformabilità, o anche a migliorare l’efficienza delle giunzioni, esse devono
fermarsi a poco prima (circa 10 mm) del solaio.
1. soletta;
2. trave;
3. colonna esistente;
4. incamiciatura;
5. armatura longitudinale
aggiunta;
6. staffe aggiunte.
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
INCAMICIATURA IN CA
IPOTESI DI CALCOLO
Ai fini della valutazione della resistenza e della deformabilità di elementi
incamiciati sono accettabili le seguenti ipotesi semplificative:
- l’elemento incamiciato si comporta monoliticamente, con piena aderenza tra il
calcestruzzo vecchio e il nuovo;
- si trascura il fatto che il carico assiale è applicato alla sola porzione
preesistente dell’elemento, e si considera che esso agisca sull’intera sezione
incamiciata;
- le proprietà meccaniche del calcestruzzo della camicia si considerano estese
all’intera sezione...se le differenze fra i due materiali non sono eccessive.
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
INCAMICIATURA IN CA
VERIFICHE
I valori della capacità da adottare nelle verifiche sono quelli calcolati con
riferimento alla sezione incamiciata nelle ipotesi semplificative su indicate,
ridotte secondo le espressioni seguenti:
- resistenza a taglio: V’R = 0.9VR
- resistenza a flessione: M’y = 0.9My
- deformabilità allo snervamento: ’y = 0.9y
- deformabilità ultima: ’u = 0.9u
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
INCAMICIATURA IN ACCIAIO
Le incamiciature in acciaio possono essere applicate ai pilastri per conseguire
tutti o alcuni dei seguenti obiettivi:
• aumento della resistenza a taglio;
• aumento della capacità deformativa;
• miglioramento dell’efficienza delle giunzioni per sovrapposizione;
• aumento della capacità portante verticale (per effetto del confinamento
del cls);
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
METODO BETON PLAQUÈ - Rinforzo di travi
Il rinforzo delle travi è realizzato mediante l’impiego di lastre di acciaio, di
opportuno spessore (tipicamente 4-8 mm), fissate al supporto in CA con
ancoraggi meccanici e/o resine epossidiche.
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
METODO BETON PLAQUÈ - Rinforzo di travi
Il rinforzo delle travi può essere realizzato anche mediante l’impiego di profili e
calastrelli in acciaio di opportuno spessore, fissate al supporto in CA con
ancoraggi meccanici e/o resine epossidiche.
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
METODO BETON PLAQUÈ – Rinforzo di pilastri
Le camicie in acciaio applicate a pilastri
rettangolari sono generalmente costituite da
quattro profili angolari sui quali vengono saldate
piastre in acciaio (calastrelli) di dimensioni ed
interasse adeguati. Le bande possono essere
preriscaldate prima della saldatura in modo da
fornire successivamente una pressione di
confinamento.
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
SISTEMA CAM (Cerchiatura Attiva Manufatti)
Il sistema CAM è basato sull’uso di nastri pretesi in acciaio ad alta resistenza
che confinano in maniera “attiva” le membrature in calcestruzzo contrastando
su profili metallici pressopiegati ad L e/o piastre imbutite.
I nastri vengono posti in opera intorno agli angolari utilizzando una apposita
macchina in grado di fornire una pretrazione misurabile ai nastri in modo da
produrre un lieve stato di precompressione.
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
SISTEMA CAM – Rinforzo a flessione di travi
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
SISTEMA CAM – Rinforzo a taglio di travi
Avvolgimento completo
Avvolgimento parziale
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
Rinforzo in FRC/HPFRC
acciaio
polipropilene
vetro
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
Rinforzo in FRC/HPFRC
L’aggiunto delle fibre non modifica sostanzialmente il comportamento a
compressione del cls ma gli fornisce una significativa resistenza residua a
trazione (ossia dopo la fessurazione).
Comportamento post fessurativo
degradante
Comportamento post fessurativo
incrudente
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
Rinforzo a flessione e taglio in FRC/HPFRC
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
Rinforzo dei pilastri rinforzato con camicia esterna in FRC/HPFRC
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
Rinforzo dei pilastri rinforzato con camicia esterna in FRC/HPFRC
RIFERIMENTI NORMATIVI
- NTC 2008, §8.6: Gli interventi sulle strutture esistenti devono essere effettuati
con i materiali previsti dalle presenti norme; possono altresì essere utilizzati
materiali non tradizionali, purché nel rispetto di normative e documenti di
comprovata validità, ovvero quelli elencati al cap. 12.
- CNR-DT 204/2006: Istruzioni per la Progettazione, l’Esecuzione ed il Controllo
di Strutture di Calcestruzzo Fibrorinforzato.
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I MATERIALI COMPOSITI
I materiali compositi fibrorinforzati sono generalmente costituiti da matrici
polimeriche e da fibre lunghe continue di carbonio, vetro o arammide,
comunemente denominati FRP, acronimo di Fiber Reinforced Polymers.
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PRINCIPALI FORME COMMERCIALI
I compositi per il rinforzo strutturale sono disponibili in diverse geometrie: dalle
lamine pultruse, caratterizzate da una disposizione unidirezionale delle fibre ed
utilizzate preferibilmente per placcare superfici regolari, ai tessuti (mono o pluri
assiali), facilmente adattabili alla forma dell’elemento strutturale rinforzato
- Lamine pultruse
(fibre monoassiali)
- Tessuti impregnati in situ
(fibre mono o pluriassiali)
- Preimpregnati
(fibre mono o pluriassiali)
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
Rinforzo con materiali compositi fibrorinforzati (FRP)
VANTAGGI DEGLI FRP (Fiber Reinforced Polymer)
I materiali fibrorinforzati presentano numerosi vantaggi rispetto ai materiali
tradizionali tra i quali:
- elevata resistenza a trazione;
- basso peso specifico;
- eccellente resistenza alla corrosione;
- rapidità di applicazione (spesso gli interventi non richiedono l’interdizione
della struttura che può rimanere funzionante durante l’esecuzione dei lavori);
- bassa invasività (spessori ridottissimi) e reversibilità degli interventi;
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PROPRIETÀ MECCANICHE DELLE FIBRE E DELLE MATRICI
Le proprietà meccaniche delle matrici sono
però decisamente inferiori a quelle delle fibre!!!
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Ferrara, 30 Maggio 2014
Comportamento a trazione monoassiale delle fibre più comuni
Legame costitutivo fibre:
- elastico-lineare fino a rottura;
- privo di duttilità;
Fibre di carbonio -> ridotta capacità deformativa -> Quanto incide nel
progetto/verifica degli elementi in CA rinforzati?
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MATRICI
Le matrici polimeriche possono essere distinte in:
• resine termoindurenti (le più utilizzate);
• resine termoplastiche.
Le resine termoindurenti più comuni sono le seguenti:
- le resine epossidiche;
- le resine poliesteri;
- le resine vinilesteri;
- le resine fenoliche.
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MATRICI
Tra le resine termoindurenti quelle epossidiche sono le più utilizzate, grazie
alle seguenti caratteristiche:
- buone proprietà meccaniche;
- ottima resistenza alla corrosione;
- semplicità del processo di trattamento, che può avvenire ad una qualsiasi
temperatura compresa tra i 5° C e 150° C.
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LEGAMI COSTITUTIVI DI FIBRA, MATRICE... E COMPOSITO
fmax,FRP
FRP
max,FRP
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Confronto tra le proprietà fisico-meccaniche dei
compositi fibrorinforzati (C-FRP, A-FRP e G-FRP) e dei
materiali “tradizionali” (acciaio, alluminio)
C-FRP
A-FRP
G-FRP
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Rapporti rigidezze/peso e resistenze/peso
C-FRP
A-FRP
G-FRP
(EL/)FRP >> (EL/)acciaio
51
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RINFORZI PER CARICHI VERTICALI DI STRUTTURE IN CA
Rinforzo con materiali compositi fibrorinforzati (FRP)
- CONCETTI BASILARI DEL PROGETTO DI RINFORZO
- CENNI DI PROGETTO E VERIFICA DI SEZIONI IN CA RINFORZATE
(Rinforzo a flessione, rinforzo a taglio, confinamento dei pilastri)
- SEMPLICI ESEMPI DI CALCOLO
- FASI LAVORATIVE DI APPLICAZIONE DEGLI FRP
- CASI REALI DI RINFORZO DI STRUTTURE CON FRP
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Circ. n. 617/2009 - Nel caso in cui nell’intervento si faccia uso di materiali
compositi (FRP), ai fini delle verifiche di sicurezza degli elementi rinforzati si
possono adottare le Istruzioni CNR-DT 200/2004 e ss.mm.ii. (§C8.7.1.8).
REVISIONE - BOZZA
Istruzioni CNR-DT
200 R1/2013
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CONCETTI BASILARI DEL PROGETTO DI RINFORZO
- Il sistema di rinforzo deve essere posizionato nelle zone in cui è
necessario resistere a sforzi di trazione;
- Al composito non devono, in generale, essere affidati sforzi di
compressione;
- Le proprietà meccaniche di resistenza (e di deformazione) dei materiali
o dei prodotti usati nel rinforzo sono quantificate dai corrispondenti
valori caratteristici;
- I soli parametri di rigidezza (moduli elastici) dei materiali o dei prodotti
usati nel rinforzo e sono valutati attraverso i corrispondenti valori medi;
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CONCETTI BASILARI DEL PROGETTO DI RINFORZO
Di regola, per l’elemento rinforzato, non può essere
considerato un incremento della capacità di calcolo, dovuto
al solo FRP, superiore al 60% di quella dell’elemento non
rinforzato.
(Tale limitazione non si applica per azioni eccezionali e sismiche)
Ridotto al 50% nella CNR-DT 200 R1/2013
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CONCETTI BASILARI DEL PROGETTO DI RINFORZO:
RINFORZO A FLESSIONE
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CONCETTI BASILARI DEL PROGETTO DI RINFORZO:
RINFORZO A FLESSIONE
Il collasso di una sezione inflessa in c.a. placcata con nastri/lamine in FRP può
avvenire:
ROTTURA DUTTILE
ROTTURA FRAGILE
(a) rottura della lamina/nastro
(b) compressione del cls
(con acciaio snervato)
(c) crisi per taglio
(d), (e), (f)
crisi per delaminazione
(collasso prematuro!)
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CONCETTI BASILARI DEL PROGETTO DI RINFORZO:
RINFORZO A FLESSIONE
Nello spirito del criterio di gerarchia delle resistenze, il collasso non deve
mai avvenire per delaminazione (perdita di aderenza tra calcestruzzo e
composito) in quanto è un meccanismo di tipo fragile.
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RESISTENZA NEI CONFRONTI DELLA DELAMINAZIONE
-
Modalità 1: Delaminazione di estremità (Quando la lunghezza di ancoraggio non è
sufficiente a trasferire la forza richiesta);
-
Modalità 2: Delaminazione intermedia (causata da fessure per flessione nella trave);
-
Modalità 3: Delaminazione causata da fessure diagonali da taglio (carenza di
armature trasversali);
-
Modalità 4: Delaminazione causata da irregolarità e rugosità della superficie di cls;
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RESISTENZA NEI CONFRONTI DELLA DELAMINAZIONE
DELAMINAZIONE DI ESTREMITÀ (MODALITÀ 1)
f
f fdd
le 
Eftf
2 f ctm
(lunghezze in mm)
lb / le
La lunghezza le viene definita lunghezza ottimale di ancoraggio e corrisponde
alla lunghezza minima di quest’ultimo che assicura la trasmissione del
massimo sforzo di aderenza.
- fctm è la resistenza media a trazione del cls costituente il supporto;
- Ef e tf sono il modulo di elasticità e lo spessore del composito fibrorinforzato;
60
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RESISTENZA NEI CONFRONTI DELLA
DELAMINAZIONE DI ESTREMITÀ (MODALITÀ 1)
Per lunghezze di ancoraggio maggiori o uguali a quella ottimale, la tensione di
progetto del rinforzo, ffdd, ovvero il valore della massima tensione alla quale il
rinforzo può lavorare nella sezione terminale di ancoraggio, vale:
f fdd  0.68
2 E f  0,03k b
f ck f ctm
(Forze in N e lunghezze in mm)
tf
(Sistemi di rinforzo certificati in accordo al Cap. 2 delle Istruzioni CNR-DT 200/2004)
Fattore geometrico: k 
b
(fattore di ricoprimento)
2
1
bf
b 1
bf
(lunghezze in mm)
400
61
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RESISTENZA NEI CONFRONTI DELLA
DELAMINAZIONE INTERMEDIA (MODALITÀ 2)
Devo verificare che la tensione massima nel rinforzo non superi il valore di ffdd,2
f fdd , 2  3 f fdd
Il corrispondente valore della deformazione di progetto del rinforzo, εfdd, vale:
 fdd 
f fdd , 2
Ef
62
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CONCETTI BASILARI DEL PROGETTO DI RINFORZO:
RINFORZO A FLESSIONE
L’intervento di rinforzo risulta efficace per sezioni a debole armatura ossia,
allo SLU, si dovrà avere:
- acciaio teso snervato (deformazione dell’acciaio εs maggiore o uguale del
valore di progetto della deformazione di snervamento, εyd).
Le ulteriori ipotesi fondamentali su cui si basa l’analisi allo SLU delle sezioni di
CA rinforzate con FRP sono:
- legame costitutivo del composito fibrorinforzato elastico lineare fino a rottura;
- conservazione della planarità delle sezioni rette fino a rottura, in modo che il
diagramma delle deformazioni normali sia lineare;
- perfetta aderenza tra i materiali componenti (acciaio-cls, FRP-cls);
- resistenza a trazione nulla del calcestruzzo.
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63
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RINFORZO A FLESSIONE
Pertanto, si ipotizza che la rottura per flessione si manifesti quando si verifica una delle
seguenti condizioni:
• CAMPO 1:
raggiungimento della massima deformazione nel rinforzo di FRP, εfd,
• CAMPO 2:
raggiungimento della massima deformazione nel cls compresso, εcu;
64
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RINFORZO A FLESSIONE
- Nell’ipotesi che il rinforzo di FRP sia applicato su un elemento soggetto ad una
sollecitazione preesistente, cui corrisponda un momento applicato Mo, si deve
procedere alla valutazione dello stato deformativo iniziale; tuttavia, se Mo è minore del
momento di fessurazione, lo stato deformativo iniziale può essere, di norma, trascurato.
- Le deformazioni significative dello stato di sollecitazione preesistente sono quella al
lembo compresso, εc0, e quella al lembo teso, ε0, dove viene applicato il rinforzo di FRP.
Esse possono essere semplicemente ricavate in base alla linearità del diagramma delle
deformazioni sulla sezione retta.
65
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RINFORZO A FLESSIONE
CAMPO 1: raggiungimento delle deformazione ultima delle fibre fd;
 f   fd
(FRP)
x
 c   fd   0 
  cu
hx
x  d2
 s 2   fd   0 
hx
dx
 s1   fd   0 
hx
(Cls al lembo compresso)
(Acciaio compresso)
(Acciaio teso)
NOTE
- In generale, è superfluo verificare l’entità della deformazione nell’acciaio teso in
quanto i valori usuali della deformazione limite delle fibre εfd sono tali da
escludere il raggiungimento della deformazione limite dell’acciaio.
66
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RINFORZO A FLESSIONE
CAMPO 2: raggiungimento delle deformazione ultima del cls, cu;
 c   cu
 cu
h  x    0   fd
f 
x
x  d2
 s 2   cu
x
dx
 s1   cu
  yd
x
(Cls al lembo compresso)
(FRP)
(Acciaio compresso)
(Acciaio teso)
67
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RINFORZO A FLESSIONE
Per determinare ill momento ultimo della sezione rinforzata sono sufficienti 2
semplici equazioni:
1. l’equazione di equilibrio alla traslazione nella direzione dell’asse della trave;
0   bxf cd  As 2 s 2  As1 f yd  A f  f
2. l’equazione di equilibrio alla rotazione intorno ad una asse parallelo all’asse
neutro (ad esempio, passante per il baricentro delle armature tese).
M Rd  bxfcd d  x   As 2 s 2 d  d 2   A f  f d1
-  e  sono funzione del legame costitutivo del cls;
68
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RINFORZO A FLESSIONE
Nc
x’= x
Asse neutro
 = Nc/(bxfcd)
 = x’/x
In CAMPO 2 (c = cu e f < fd) si ha:
In CAMPO 1 (f = fd e c < cu) si ha:
-   0.8;
-  < 0.8;
-   0.4;
-  < 0.4;
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RINFORZO A FLESSIONE
 s1  f yd

x  d2 






E


E



se  s 2   yd
CAMPO 1
 s2
s s2
s
fd
0

hx 


( < cu e f = fd) 
 f  E f  f  E f  fd

  f
yd
 s1
CAMPO 2

 x  d2 


E


E
 s2
s s2
s  cu
 se  s 2   yd
x


( = cu e f < fd) 

  cu


E


E
h  x    0 
 f
f f
f 
 x


N.B.
- Se l’acciaio compresso è in fase elastica, la sua tensione di lavoro è ottenibile
moltiplicando la deformazione per il modulo di elasticità normale, altrimenti è pari a fyd;
- Poiché il rinforzo di FRP ha un comportamento elastico-lineare fino a rottura, la sua
tensione è sempre pari alla sua deformazione per il modulo di elasticità;
- Nelle zone 1 e 2 l’entità della deformazione esibita dalle barre d’acciaio tese è sempre
superiore a εyd e pertanto s1 = fyd;
70
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RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
Solai in latero-cemento 16+4cm
(interasse travetti = 50 cm)
Carichi permanenti: 1.9 kN/m
(carico distribuito sul singolo travetto)
Carichi accidentali: 0.25 kN/m
(sottotetto non accessibile - cat. H1:
Qk = 0.50 kN/m2)
Nota:
1 kNm = 100 kgm;
1 kN/m = 100 kg/m;
1 kN/m2 = 100 kg/m2;
Ferri di estradosso dei travetti interrotti e con
scarsa sovrapposizione
SLU: 1.4Gk + 1.5Qk = 2.70 + 0.37 = 3.07 kN/m
MSd,mezz = ql2/8 = 3.0752/8 = 9.60 kNm
71
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RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
Il cambio di destinazione d’uso di un solaio di sottotetto può
essere inquadrato come INTERVENTO LOCALE? Se si, quali
condizioni devono essere rispettate?
§8.4.1 NTC08
È fatto obbligo di procedere alla valutazione della sicurezza e,
qualora necessario, all’adeguamento della costruzione, a
chiunque intenda:
...
c) apportare variazioni di classe e/o di destinazione d’uso che
comportino incrementi dei carichi globali in fondazione superiori al
10%; ...
72
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RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
Il cambio di destinazione d’uso di un solaio di sottotetto può
essere inquadrato come INTERVENTO LOCALE? Se si, quali
condizioni devono essere rispettate?
Orientamenti interpretativi in merito a
interventi locali o di riparazione in edifici esistenti
COMITATO TECNICO SCIENTIFICO in materia di rischio sismico
Regione Toscana
2.2 Cambio di destinazione d’uso
Il cambio di destinazione d’uso da sottotetto da “non abitabile” a “abitabile”
se accompagnato da rifacimento completo del solaio di calpestio e/o
copertura (raggiungimento di un’altezza utile di interpiano compatibile con
l’abitabilità), comporta la classificazione dell’intervento almeno come
miglioramento, fatto salvo quanto riportato al p.to 8.4.1 (intervento di
adeguamento). Nel caso di rifacimento parziale del solaio di calpestio e/o
copertura la valutazione sarà effettuata caso per caso.
73
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RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
Calcestruzzo C16/20
Rck = 20 MPa
fcd = 9.1 MPa
Acciaio FeB44k
fyk = 430 MPa
Es = 210 GPa
fyd = 373.9 MPa
yd = 0.00182
Armatura
As2 = 110 = 79 mm2
As1 = 210 = 157 mm2
Eq. di equilibrio alla traslazione:
Eq. alla rotazione attorno all’asse
passante per l’armatura tesa:
Nota:
1 MPa = 10 kg/cm2;
1 GPa = 10000 kg/cm2;
0  bxf cd   s 2 As 2   s1 As1
-> x = 24.6 mm
Mu bxfcd d  x  s 2 As 2 d  c -> Mu = 9.8kNm
74
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Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
x = 21.71 mm
MRd = 9.9 kNm > MSd = 9.6 kNm -> OK
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
75
Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
Carichi accidentali: 1.00 kN/m
(ambienti ad uso residenziale
cat. A: Qk = 2.00 kN/m2)
Carichi permanenti: 2.2 kN/m
(carico distribuito sul singolo travetto)
SLU: 1.4Gk + 1.5Qk = 3.1 + 1.5 = 4.6 kN/m
MSd = ql2/8 = 4.652/8 =14.4 kNm > MRd !!!
76
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
CARBOPLATE E 170
Geometria lamina:
spessore = 1.4 mm
larghezza = 50 mm
Caratteristiche meccaniche:
ftk = 3100 MPa
Ef = 170 GPa
fk = 2.0 %
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
77
Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
Calcolo di kb, ffdd e fdd
b = 100 mm
bf = 50 mm
bf / b = 0.5
Ef = 170 GPa
tf = 1.4 mm
ffdd,2 = 3ffdd = 450 MPa
Ef = 170 GPa
2
kb 
bf
b  1.15  1  OK
bf
1
400
f fdd  0.68
 fdd 
f fdd , 2
Ef
2 E f  0,03k b
f ck f ctm
tf
 150MPa
 0.0026 (0.26%)
78
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Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
Calcolo di Mu
Attraverso le equazioni di equilibrio alla traslazione ed alla rotazione, si ottiene:
- Campo di rottura 1
(rottura per raggiungimento della deformazione ultima del rinforzo)
- x = 29.7 mm
- s1 = 373.9 MPa
- f = 450 MPa
Mu = 14.9 kNm > MSd = 14.4 kNm
79
Gli interventi post sisma
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Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
CONFRONTO:
Sezione non rinforzata: Mu = 9.9 kNm
Sezione rinforzata: Mu = 14.9 kNm
L’utilizzo del rinforzo ha portato ad un incremento in termini di resistenza
a flessione pari al 50.5% della capacità originaria !!!
80
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Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
Calcestruzzo C16/20
Rck = 20 MPa
fcd = 9.1 MPa
Acciaio FeB44k
fyk = 430 MPa
Es = 210 GPa
fyd = 373.9 MPa
yd = 0.00182
Armatura
As2 = 216 = 402 mm2
As1 = 416 = 804 mm2
Eq. di equilibrio alla traslazione:
0  bxf cd   s 2 As 2   s1 As1
Eq. alla rotazione attorno all’asse
Mu
passante per l’armatura tesa:
-> x = 89.4 mm
 bxfcd d  x   s 2 As 2 d  c  -> Mu = 132kNm
81
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Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
MRd = 132.5 kN
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82
Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
MSd = 123 kNm (carico variabile per sola manutenzione)
MRd = 132.5 kNm > MSd = 123 kNm -> OK
MSd = 185 kNm (carico variabile per civile abitazione)
MRd = 132.5 kNm < MSd = 185 kNm !!!
NECESSARIO RINFORZO!
83
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RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
MAPEWRAP C UNI-AX HM
Geometria lamina:
spessore equiv.= 0.329 mm
larghezza = 300 mm
Caratteristiche meccaniche:
ftk = 4410 MPa
Ef = 390 GPa
fk = 1.1 %
Gli interventi post sisma
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84
Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
Calcolo di kb, ffdd e fdd
b = 300 mm
bf = 300 mm
bf / b = 1.0
Ef = 390 GPa
tf = 20.329=0.628 mm
ffdd,2 = 3ffdd = 915 MPa
Ef = 390 GPa
2
kb 
1
bf
b  0.76  1  1
bf
400
f fdd  0.68
 fdd 
2 E f  0,03k b
f fdd ,2
Ef
f ck f ctm
tf
 305MPa
 0.0023 (0.23%)
85
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RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
Calcolo di Mu
Attraverso le equazioni di equilibrio alla traslazione ed alla rotazione, si ottiene:
- Campo di rottura 1
(rottura per raggiungimento della deformazione ultima del rinforzo)
- x = 181 mm
- s1 = 373.9 MPa
- f = 915 MPa
Mu = 197.8 kNm > MSd = 185 kNm
86
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RINFORZO A FLESSIONE: ESEMPI NUMERICI
CONFRONTO:
Sezione non rinforzata: Mu = 132 kNm
Sezione rinforzata: Mu = 197.8 kNm
L’utilizzo del rinforzo ha apportato un incremento in termini di capacità di
resistenza a flessione pari al 49.8% della capacità originaria !!!
87
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RINFORZO A TAGLIO
Rinforzo a taglio discontinuo
Rinforzo a taglio continuo
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88
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RINFORZO A TAGLIO
Configurazioni per il rinforzo a taglio:
89
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RINFORZO A TAGLIO
Configurazioni per il rinforzo a taglio:
CNR-DT 200 R1/2013
90
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RINFORZO A TAGLIO
In generale, il taglio di progetto di una sezione in cemento armata rinforzata in
FRP può essere scritto nel seguente modo:

VRd  min VRd ,ct  VRd , s  VRd , f , VRd ,max

- VRd,ct e VRd,s sono, rispettivamente, i contributi del calcestruzzo e dell’armatura
trasversale di acciaio;
- VRd,f è il contributo del rinforzo di FRP;
- VRd,max è la resistenza della biella compressa di calcestruzzo;
91
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RINFORZO A TAGLIO
Il contributo a taglio del rinforzo, VRd,f, è valutabile attraverso espressioni che
dipendono dalla configurazione del rinforzo.
Nel caso di:
1. Sezione rettangolare;
2. Disposizione ad U o in avvolgimento con nastri verticali;
il contributo a taglio del rinforzo può essere espresso mediante le seguenti
espressioni:
- Rinforzo continuo:
VRd , f  1.5df fed t f
- Rinforzo discontinuo:
VRd , f  1.5df fed t f
wf
pf
- ffed è la resistenza efficace di calcolo del rinforzo (a taglio);
92
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RINFORZO A TAGLIO
93
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RINFORZO A TAGLIO
Resistenza efficace del rinforzo, ffed
Sezione rettangolare e disposizione
Sezione rettangolare e disposizione
ad U con nastri verticali
in avvolgimento con nastri verticali
f fed
 1

le
 f fdd 1 

3
min

0
.
9
d
,
h

w 

 1

le
f fed  f fdd 1 

6
min

0
.
9
d
,
h

w 

(espressione approssimata)
- ffdd è la resistenza per delaminazione di estremità;
- le è la lunghezza efficace (o ottimale) di ancoraggio;
- hw è l’altezza dell’anima della sezione;
94
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A TAGLIO
Limitazioni e dettagli costruttivi
-
Nel caso di disposizione ad U ed in avvolgimento, gli spigoli della sezione
dell’elemento da rinforzare a contatto con il materiale composito devono essere
arrotondati, in modo da evitare il tranciamento del rinforzo. Il raggio di curvatura, rc,
dell’arrotondamento deve essere non minore di 20 mm.
- Nel caso di rinforzi discontinui costituiti da strisce di materiale composito, la larghezza,
wf, ed il passo, pf, delle strisce, misurati (in mm) ortogonalmente alla direzione delle
fibre, devono rispettare le seguenti limitazioni:
50 mm ≤ wf ≤ 250 mm e wf ≤ pf ≤ min{0.5·d, 3·wf, wf + 200 mm}.
Disposizione ad U ed in avvolgimento:
- rc  20 mm;
Rinforzi discontinui:
- 50 mm ≤ wf ≤ 250 mm;
- wf ≤ pf ≤ min{0.5d, 3wf, wf + 200 mm}.
95
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
RINFORZO A TAGLIO
Limitazioni e dettagli costruttivi
Rinforzi discontinui:
- 50 mm ≤ wf ≤ 250 mm;
- wf ≤ pf ≤ min{0.5d, 3wf, wf + 200 mm}.
Esempio:
Trave a spessore 80x20cm
Si decide di adottare un rinforzo discontinuo con strisce larghe 10 cm, per cui:
wf = 100 mm;
pf ≤ min{0.5d, 3wf, wf+200 mm} → pf ≤ min{85 mm, 300 mm, 300 mm} = 85 mm
ATTENZIONE! pf = 85 mm < wf = 100 mm, per cui devo cambiare tipologia
di rinforzo, passando, ad esempio, ad un rinforzo di tipo continuo.
96
Gli interventi post sisma
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RINFORZO A TAGLIO: ESEMPIO NUMERICO
Calcestruzzo C16/20
Rck = 20 MPa
fcd = 9.1 MPa
Armatura
fctd=fctk/c=(0.7fctm)/c1.4MPa
As2 = 216 = 402 mm2
Acciaio FeB44k
As1 = 416 = 804 mm2
fyk = 430 MPa
Staffe 6 passo 20 cm
Es = 210 GPa
fyd = 373.9 MPa
yd = 0.00182

VRd  min VRd ,ct  VRd , s , VRd ,max

VRd ,ct  0.6 f ctd db  78kN
VRd , s
Asw

f ywd 0.9d  45kN
s
VRd  VRd ,ct  VRd ,s  123kN
VRd , max  0.3 f cd bd  385kN
97
Gli interventi post sisma
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RINFORZO A TAGLIO: ESEMPIO NUMERICO
MAPEWRAP C UNI-AX HM
Geometria lamina:
spessore equiv.= 0.329 mm
larghezza = 300 mm
Caratteristiche meccaniche:
ftk = 4410 MPa
Ef = 390 GPa
f = 1.1 %
98
Gli interventi post sisma
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RINFORZO A TAGLIO: ESEMPIO NUMERICO
Decidiamo di voler eseguire un rinforzo ad U continuo:
VRd , f  1.5df fed t f
f fed
le 
 1

le
 f fdd 1 

3
min

0
.
9
d
,
h

w 

Ef tf
2 f ctm
 146mm
tf =0.329 mm;
kb = 1 per rinforzi continui
f fed
con f
ctm
(Nel caso di sezione rettangolare
e disposizione ad U con  = 90°)
 0.3 f ck
f fdd  0.68
2/3
 2 MPa

2 E f  0,03k b
tf
f ck f ctm
 432MPa
 1

le
 f fdd 1 
  382MPa
 3 min0.9d , hw 
99
Gli interventi post sisma
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RINFORZO A TAGLIO: ESEMPIO NUMERICO
VRd  minVRd ,ct  VRd , s  VRd , f ,VRd ,max 
VRd , f  1.5df fed t f  88.6kN
VRd ,ct  VRd ,s   VRd , f
 123  88.6  211.6kN


VRd  min VRd ,ct  VRd , s  VRd , f ,VRd ,max  211.6kN
100
Gli interventi post sisma
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RINFORZO A TAGLIO: ESEMPIO NUMERICO
CONFRONTO:
Sezione non rinforzata: Tu = 123 kN
Sezione rinforzata: Tu = 211.6 kNm
L’utilizzo del rinforzo ha apportato un incremento in termini di capacità di
resistenza a taglio pari al 72% della capacità originaria !!!
ATTENZIONE!!!
Per l’elemento rinforzato non può essere considerato
un incremento della capacità di calcolo superiore al
60% di quella dell’elemento non rinforzato.
101
Gli interventi post sisma
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CONFINAMENTO DI PILASTRI
Fasciatura esterna discontinua
(cerchiatura)
Fasciatura esterna continua
(ricoprimento)
102
Gli interventi post sisma
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CONFINAMENTO DI PILASTRI
Principi generali
(elementi sollecitati da sforzo normale centrato o con piccola eccentricità)
Un adeguato confinamento degli elementi in CA può determinare
un miglioramento delle proprietà meccaniche del cls in condizioni
ultime. In particolare, esso può consentire un:
- incremento della resistenza ultima a compressione del cls;
- incremento della deformazione ultima.
103
Gli interventi post sisma
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CONFINAMENTO DI PILASTRI
Schematizzazione del del legame tensionedeformazione per calcestruzzo confinato con
FRP (CNR-DT 200/2004)
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
104
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CONFINAMENTO DI PILASTRI
Sforzo normale a compressione di progetto dell’elemento confinato
(compressione centrata o piccola eccentricità)
N Rcc ,d 
1
 Rd
Ac f ccd  As f yd
Rd = 1.10;
Ac è l’area della sezione trasversale dell’elemento;
fccd è la resistenza di calcolo del calcestruzzo confinato;
As è l’area dell’armatura metallica;
fyd è la resistenza di calcolo dell’armatura;
105
Gli interventi post sisma
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CONFINAMENTO DI PILASTRI
Resistenza di calcolo del calcestruzzo confinato, fccd
 keff f l
f ccd
 1  2.6
f cd
 f cd



2
3
fcd è la resistenza di calcolo del calcestruzzo non confinato;
fl è la pressione di confinamento;
keff è il coefficiente di efficienza, funzione della forma della sezione
trasversale dell’elemento (rettangolare o
circolare) e del tipo di rinforzo
(continuo o discontinuo). keff ≤ 1;
fl,eff = kefffl è la pressione efficace di confinamento;
106
Gli interventi post sisma
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CONFINAMENTO DI PILASTRI
Pressione di confinamento
1
f l   f E f  fd ,rid
2
- f è la percentuale geometrica di rinforzo;
- fd,rid è la deformazione di calcolo ridotta del composito;
 fd ,rid
  fk

 min  a
;0.004
  f

fd,rid  0.4% !!!
107
Gli interventi post sisma
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CONFINAMENTO DI PILASTRI
Coefficiente di efficienza, keff
k eff  k V k H k 
- kV è il coefficiente di efficienza verticale e dipende dalla modalità di
applicazione del confinamento (continuo o discontinuo);
- kH è il coefficiente di efficienza orizzontale e dipende dalla sezione
dell’elemento (circolare o rettangolare);
- k è un coefficiente legato all’eventuale inclinazione delle fibre;
Nel caso di fasciatura continua: kV = 1
Nel caso di fasciatura discontinua:
kV
p' f

  1 
2 d min

2

  1

- p’f  dmin/2 → kV  0.56
con dmin minima dimensione
trasversale dell’elemento.
108
Gli interventi post sisma
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Ferrara, 30 Maggio 2014
CONFINAMENTO DI PILASTRI
Coefficiente di efficienza, keff
k eff  k V k H k 
- kV è il coefficiente di efficienza verticale e dipende dalla modalità di
applicazione del confinamento (continuo o discontinuo);
- kH è il coefficiente di efficienza orizzontale e dipende dalla sezione
dell’elemento (circolare o rettangolare);
- k è un coefficiente legato all’eventuale inclinazione delle fibre;
Nel caso di sezione circolare: kH = 1
Nel caso di sezione rettangolare:
2
kH  1 
b'  d '
3A g
effetto arco
2
- Ag è l’area della sezione trasversale;
- b’ = b - 2rc ;
- d’ = d - 2rc ;
Gli interventi post sisma
109
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
CONFINAMENTO DI PILASTRI
Coefficiente di efficienza, keff
k eff  k V k H k 
- kV è il coefficiente di efficienza verticale e dipende dalla modalità di
applicazione del confinamento (continuo o discontinuo);
- kH è il coefficiente di efficienza orizzontale e dipende dalla sezione
dell’elemento (circolare o rettangolare);
- k è un coefficiente legato all’eventuale inclinazione delle fibre;
Nel caso di fibre disposte ad elica, si tiene conto della riduzione della pressione
di confinamento attraverso il coefficiente k.
N.B. k non dipende dalla forma della sezione.
k 
1
1  tan 2  f 
- f è l’angolo di inclinazione delle fibre;
Per f = 0 → k = 1;
110
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
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CONFINAMENTO DI PILASTRI
Nel caso di sezione rettangolare:
Le istruzioni CNR-DT 200/2004 prescrivono,
inoltre, che:
- in assenza di adeguate prove sperimentali, che
ne comprovino al contrario l’efficacia, non va
considerato l’effetto del confinamento su sezioni
rettangolari per le quali b/d>2, ovvero max {b,d} >
900mm;
- Prima dell’applicazione del sistema di FRP è opportuno procedere ad un
arrotondamento degli spigoli della sezione (rc ≥ 20 mm), allo scopo di evitare pericolose
concentrazioni di tensione localizzate in corrispondenza degli stessi, che potrebbero
provocare una rottura prematura del sistema.
Sezione rettangolare:
- b/d < 2;
- max {b, d} < 900 mm;
- rc  20 mm.
111
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
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CONFINAMENTO DI PILASTRI: ESEMPI NUMERICI
Es. 1 - Sezione circolare
Es. 2 - Sezione quadrata
Area = 908 cm2
As = 812 = 905 mm2
Area = 900 cm2
As = 812 = 905 mm2
Calcestruzzo C20/25
fcd = 11.33 MPa
Acciaio FeB44k
fyd = 373.9 MPa
112
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
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CONFINAMENTO DI PILASTRI: ESEMPI NUMERICI
MAPEWRAP C UNI-AX HM
Geometria lamina:
spessore equiv.= 0.329 mm
larghezza = 300 mm
Caratteristiche meccaniche:
ftk = 4410 MPa
Ef = 390 GPa
f = 1.1 %
113
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
CONFINAMENTO DI PILASTRI: ESEMPI NUMERICI
Sezione circolare (D = 34 cm) - Rinforzo continuo
Percentuale geometrica di rinforzo
Area rinforzo Dt f 4t f
f 


 0.00387
2
D
Area cls
D

4
Deformazione di calcolo ridotta del rinforzo
  fk

 fd ,rid  min  a
;0.004   min0.0095;0.004  0.004
  f

 a  0.95 e f = 1.1 per rinforzi certificati secondo le Istruzioni CNR-DT 200/2004
Pressione di confinamento
1
f l   f E f  fd ,rid  3.019MPa
2
Resistenza a compressione del cls confinato
2
3
 keff fl 
f ccd
  fccd  23.5MPa
 1  2.6
f cd
 fcd 
Gli interventi post sisma
(kV = 1, kH = 1 e k= 1 → keff = 1)
N.B. fcd = 11.33 MPa
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
114
Ferrara, 30 Maggio 2014
CONFINAMENTO DI PILASTRI: ESEMPI NUMERICI
Sezione circolare (D = 34 cm) - Rinforzo continuo
Sforzo normale di progetto della sezione non confinata
N Rc, d  Ac f cd  As f yd  1367kN
Sforzo normale di progetto della sezione confinata
N Rcc, d 
1
 Rd
Ac f ccd  As f yd  2278kN con Rd = 1.10
CONFRONTO:
Sezione non confinata: NRc,d = 1367 kN
Sezione confinata: NRcc,d = 2278 kNm
L’utilizzo del rinforzo ha apportato un incremento in termini di capacità di
resistenza a compressione pari al 66.6% della capacità originaria !!!
Attenzione!
si dovrà rispettare il limite superiore del 60%
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
115
Ferrara, 30 Maggio 2014
CONFINAMENTO DI PILASTRI: ESEMPI NUMERICI
Sezione quadrata (L = 30 cm) - Rinforzo continuo
Percentuale geometrica di rinforzo
f 
Area rinforzo 2t f b  d 

 0.00439
Area cls
bd
Deformazione di calcolo ridotta del rinforzo
  fk

 fd ,rid  min  a
;0.004   min0.0095;0.004  0.004
  f

 a  0.95 e f = 1.1 per rinforzi certificati secondo le Istruzioni CNR-DT 200/2004
Pressione di confinamento
1
f l   f E f  fd , rid  3.877 MPa
2
Resistenza a compressione del cls confinato
 keff f l
f ccd
 1  2.6
f cd
 f cd
2
3

  f ccd  20.3MPa

Gli interventi post sisma
con k eff  k H
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
b' 2  d ' 2
 1
 0.497
3A g
116
Ferrara, 30 Maggio 2014
CONFINAMENTO DI PILASTRI: ESEMPI NUMERICI
Sezione quadrata (L = 30 cm) - Rinforzo continuo
Sforzo normale di progetto della sezione non confinata
N Rc ,d  Ac f cd  As f yd  1358kN
Sforzo normale di progetto della sezione confinata
N Rcc, d
f ccd
 Ac
 As f yd  1999kN
 Rd
con Rd = 1.10
CONFRONTO:
Sezione non confinata: NRc,d = 1358 kN
Sezione confinata: NRcc,d = 1999 kNm
L’utilizzo del rinforzo ha apportato un incremento in termini di capacità di
resistenza a compressione pari al 47.2% della capacità originaria.
N.B. Tale valore risulta inferiore all’incremento ottenuto con la sezione
circolare, nonostante una maggiore percentuale geometrica di armatura.
117
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
ESECUZIONE DI RINFORZI IN FRP
PREPARAZIONE DEL SUPPORTO
Fasi lavorative:
1. Procedere all'imprimitura
(primerizzazione)
del
sottofondo,
con
la
preparazione e la successiva applicazione, a rullo o a pennello, di primer
epossidico bicomponente superfluido per il trattamento del supporto, avente
funzione di appretto sulla superficie di calcestruzzo pulita ed asciutta.
118
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
ESECUZIONE DI RINFORZI IN FRP
PREPARAZIONE DEL SUPPORTO
Fasi lavorative:
2. Applicazione di primo strato di adesivo epossidico di media viscosità.
L’applicazione dell’impregnante del tessuto deve essere eseguita a pennello o
a rullo a pelo corto, per uno strato, in spessore uniforme, di circa 0,50 mm.
119
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
ESECUZIONE DI RINFORZI IN FRP
DISPOSIZIONE DEL RINFORZO
Fasi lavorative:
3. Posizionamento delle fasce di tessuto immediatamente dopo l’applicazione
del primo strato di impregnante, avendo cura di stenderle senza formare grinze,
con le mani protette da guanti di gomma impermeabili.
120
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
ESECUZIONE DI RINFORZI IN FRP
DISPOSIZIONE DEL RINFORZO
Fasi lavorative:
4. Favorire la penetrazione dell’adesivo e della resina attraverso le fibre
(impregnazione) agendo con apposito rullino metallico, in modo da far
penetrare l’adesivo nel tessuto.
121
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
ESECUZIONE DI RINFORZI IN FRP
DISPOSIZIONE DEL RINFORZO
Fasi lavorative:
5. Applicazione di secondo strato di adesivo epossidico di media viscosità
122
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
ESECUZIONE DI RINFORZI IN FRP
DISPOSIZIONE DEL RINFORZO
Fasi lavorative:
6. Ripassare più volte sul tessuto impregnato il rullino metallico per eliminare le
eventuali bolle d’aria occluse durante le precedenti lavorazioni e per distendere
le fibre della fascia di tessuto secondo la relativa orditura.
123
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
ESECUZIONE DI RINFORZI IN FRP
PRE-FINITURA
Fasi lavorative:
7. Per l’applicazione di successivi strati di finitura e/o protezione, provvedere a
“spagliare” della sabbia fine sull’ultimo strato di resina applicato, al fine di
assicurare il futuro idoneo aggrappo dei materiali per le successive lavorazioni
a completamento. Lo spaglio sarà eseguito a mano o meccanicamente.
124
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
VIADOTTO “FLAMINIA” - Spoleto (PG)
Descrizione
- Ponte ad arco a via superiore di luce pari a circa 76 m;
Cause del rinforzo (1994-95)
- Avanzato di degrado dei pilastri;
- pericolo di compromissione dell’efficienza statica degli elementi strutturali degradati;
125
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
VIADOTTO “FLAMINIA” - Spoleto (PG)
Azioni preparatorie all’intervento di ripristino e rinforzo strutturale
- rilievo pacometrico (localizzare le armature, stima dei diametri delle barre);
- prove sclerometriche;
- prove ultrasoniche;
- prove di estrazione con espansione (pull out);
- prove a schiacciamento eseguite in laboratorio su carote di cls prelevate in sito;
- prova di carico ante intervento;
Durata dell’intervento: 5 giorni (senza interrompere il traffico di mezzi)
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
126
Ferrara, 30 Maggio 2014
EDIFICIO PRIVATO - Bagnolo di Piano (RE)
Descrizione
- Palazzina residenziale di sette piani;
Cause del rinforzo (1996)
- Danneggiamenti dovuti al terremoto del 15/10/1996 (Magnitudo 4.8);
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
127
Ferrara, 30 Maggio 2014
EDIFICIO PRIVATO - Bagnolo di Piano (RE)
Le indagini sperimentali effettuate per determinare le caratteristiche della struttura
avevano consentito di evidenziare difetti nella realizzazione e nella disposizione della
staffatura dei pilastri e una bassa qualità del conglomerato.
L’obiettivo dell’intervento fu pertanto quello di recuperare la duttilità ai nodi superiori e
inferiori dei pilastri per contenere l’effetto di plasticizzazione dei nodi stessi.
Vista dei pilastri fasciati
Vista del portico a fine lavori
128
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
EDIFICIO PRIVATO - Bagnolo di Piano (RE)
Fasi lavorative
1. Demolizione del cls distaccato, passivazione dei ferri d’armatura e riprofilatura del cls
mediante malte tixotropiche e resine epossidiche.
129
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
EDIFICIO PRIVATO - Bagnolo di Piano (RE)
Fasi lavorative
2. Preparazione degli spigoli con angolari metallici e interposizione di fibra di vetro
disposta in senso longitudinale e fibra di carbonio in senso trasversale.
130
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
EDIFICIO PRIVATO - Bagnolo di Piano (RE)
Fasi lavorative
3. Fasciatura delle estremità dei pilastri e verniciatura protettiva
Durata dell’intervento: 4 giorni
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
131
Ferrara, 30 Maggio 2014
EDIFICIO PLURIPIANO IACP - Aprilia (LT)
Descrizione
- Struttura portante in travi e pilastri in CA con tamponamenti esterni realizzati con
cortina di mattoni e controfodera in laterizio, tramezze interne in laterizio;
Cause dell’intervento (1996)
- Schiacciamento delle pareti di tramezzatura e controfodera a diretto contatto con le
travi di impalcato;
132
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
EDIFICIO PLURIPIANO IACP - Aprilia (LT)
La verifica analitica del progetto e le indagini preliminari confermavano che la struttura
aveva un comportamento conforme alle risultanze progettuali. Qual’era la causa dei
danneggiamenti?
La tamponatura era stata realizzata partendo dai piani inferiori, senza attendere che la
struttura avesse assorbito tutti i carichi -> le tramezzature si trovavano quindi a dover
sopportare parte delle deformazioni delle travi.
Demolizione di parte delle tramezzature per liberare
l’intradosso delle travi
Gli interventi post sisma
Pianta del paino tipo del fabbricato
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
133
Ferrara, 30 Maggio 2014
EDIFICIO PLURIPIANO IACP - Aprilia (LT)
L’obiettivo dell’intervento fu pertanto quello di ridurre la deformabilità delle travi e ridurre
altresì lo stato tensionale delle armature per recuperare un maggior grado di sicurezza.
Sono stati pertanto impiegati nastri di carbonio ad altissimo modulo elastico.
Trave tipo
Durata dell’intervento: 25 giorni (senza sgomberare gli appartamenti)
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
134
Ferrara, 30 Maggio 2014
ELENCO REGIONALE DEI PREZZI DELLE OPERE
PUBBLICHE DELLA
REGIONE EMILIA-ROMAGNA
ART. 8 LEGGE REGIONALE N. 11/2010
ART. 133 DECRETO LEGISLATIVO 163/2006
EDIZIONE LUGLIO 2012
135
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
136
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
137
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
138
Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
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Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
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Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
FONTI E RIFERIMENTI BIBLIOGRAFICI
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NTC di cui al DM 14/01/2008;
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Circolare n. 617/2009;
-
CNR-DT200:2004 – Istruzioni per la Progettazione, l’Esecuzione ed il
Controllo di Interventi di Consolidamento Statico mediante l’utilizzo di
Compositi Fibrorinforzati;
(esiste una versione aggiornata del 2012)
-
Linee Guida per riparazione, rafforzamento di elementi
tamponature e partizioni, Dipartimento di Protezione Civile;
-
Linee Guida del Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici;
-
Elenco regionale dei prezzi delle opere pubbliche della regione EmiliaRomagna art. 8 legge regionale n. 11/2010, art. 133 decreto legislativo
163/2006, edizione luglio 2012;
-
Il degrado del cemento armato. Dinamiche, recupero e prevenzione, Emilio
Traettino;
-
Compositi FRP. Linee guida per il rinforzo di strutture in calcestruzzo e
calcestruzzo armato precompresso. NCT global media editore (collana:
tecnologie innovative).
strutturali,
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Gli interventi post sisma
Relatore: Ing. Adriano Dicuonzo, Ph.D.
Ferrara, 30 Maggio 2014
GLI INTERVENTI POST SISMA
GRAZIE PER L’ATTENZIONE
Relatore: Ing. Adriano DICUONZO, Ph.D.
Funzionario del Servizio Tecnico Bacino Reno
Struttura Competente in Materia Sismica
Regione Emilia-Romagna
(Ferrara, 30 Maggio 2014)
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