Nuovo utente
Password dimenticata?

  Servizi Tecnici   
  Area abbonamento   
  Software Edilizia   
  Editoria tecnica   
  News   
  Applicazioni Strutturali   
  Appalti e Sicurezza   
  Quesiti tecnici   
  Bioedilizia   
  Links siti utili   
  Privacy Policy   


Ritorna

ANALISI PROGETTUALE DI UN EDIFICIO DOTATO DI DISPOSITIVI FLUIDO

Estratto dagli atti del 15° Congresso C.T.E. Bari, 4-5-6 novembre 2004

ANALISI PROGETTUALE DI UN EDIFICIO DOTATO DI DISPOSITIVI
FLUIDO-VISCOSI ED APPOGGI SCORREVOLI ALLA BASE


STEFANO SORACE, Università di Udine
GLORIA TERENZI, Università di Firenze

SUMMARY

The design analysis of a reinforced concrete building, seismically isolated at its base by a combined system of steel-teflon sliding bearings and silicone-fluid viscous spring-dampers, is reported in this paper. The influence of the friction-like behaviour of sliders on the global system response is initially examined, by exploiting the results of an experimental programme carried out to this aim within the European Community funded Research Project “DISPASS”. The application of a preliminary design criterion, formulated in previous studies dedicated to this special protection strategy, is then presented. The damping coefficient of fluid viscous dissipaters capable of optimising the seismic response is particularly located by this criterion. A synthesis of the analyses developed by the finite element model of the structure is afterwards proposed. The performances obtained for the seismic action levels corresponding to the damage and ultimate limit states, according to the most recent Italian Standards (Ordinanza 3274) requirements, as well as to a third – so called maximum considered – earthquake level, are finally discussed.

1. INTRODUZIONE

La tecnologia avanzata di protezione sismica alla base costituita dall’accoppiamento di elementi elastico-dissipativi di tipo fluido-viscoso a matrice siliconica, prodotti dall’industria francese Jarret, e di appoggi scorrevoli in acciaio-teflon, ha rappresentato da numerosi anni oggetto di studio da parte degli autori [01], [02], [03].
Sul piano delle esperienze costruttive concrete, tale sistema ha visto alcune significative applicazioni negli Stati Uniti [04], quantunque incentrate sull’adozione di differenti elementi elastico-dissipativi, caratterizzati da più contenute proprietà smorzanti specifiche rispetto a quelle possedute dai dispositivi Jarret. Una prima realizzazione in Italia, costituita da un edificio adibito a pubblica assistenza, la cui costruzione è in procinto di essere avviata in località Grassina, alle porte di Firenze, è descritta nel presente articolo, con particolare riguardo agli aspetti di modellazione analitica e numerica e di analisi progettuale.
Relativamente ai primi, oltre alla simulazione della risposta dei dispositivi siliconici, mediante leggi ben consolidate e sperimentalmente calibrate, l’attenzione è posta sulla valutazione e riproduzione degli effetti di attrito propri degli appoggi in acciaio-teflon. Questi ultimi, infatti, richiedono di essere debitamente analizzati in compresenza di specifici dispositivi di dissipazione supplementare, al fine di pervenire ad un bilancio ottimale dei contributi smorzanti in gioco. A tale scopo, il comportamento degli appoggi in teflon è qui riprodotto tramite un’apposita legge, modulata sulla base dei risultati di una campagna di sperimentazione appositamente condotta nell’ambito del Progetto di ricerca finanziato dalla Comunità Europea “DISPASS” (Dissipation and Isolation PAssive Systems Study), coordinato dal primo autore.
Le principali tappe del percorso di analisi progettuale sono successivamente esaminate, a partire dalle indagini volte al posizionamento ed al predimensionamento dei dispositivi siliconici, condotte mediante una procedura a carattere generale definita in [02] per il sistema di protezione in oggetto. Sono quindi discussi i risultati delle elaborazioni sviluppate mediante il modello completo agli elementi finiti della struttura, valutando le prestazioni offerte per i due livelli di riferimento dell’azione sismica proposti dall’Ordinanza N. 3274 [05], nonché per un aggiuntivo livello, corrispondente al “massimo evento considerato”.

2. RICERCA SPERIMENTALE SUL SISTEMA DI PROTEZIONE


Tra le attività svolte presso il Laboratorio ELSA del Joint Research Centre di Ispra, nell’ambito del sopra citato progetto di ricerca “DISPASS”, dedicato alla sperimentazione di alcune strategie avanzate di protezione sismica [06], [07], una sezione ha riguardato il sistema oggetto della presente applicazione progettuale. Il programma è stato volto a valutarne l’efficienza d’insieme, esaminando in particolare l’interazione tra gli effetti dissipativi “secondari” esercitati, tramite un meccanismo tipicamente per attrito, dagli appoggi scorrevoli in acciaio-teflon, e quelli “primari” di progetto, di natura viscosa non lineare, propri dei dispositivi Jarret.
A tale scopo sono state condotte numerose serie di prove cicliche, sia sui singoli componenti (un elemento elastico-dissipativo e quattro appoggi) sia sul loro assemblaggio, ed una prova sismica, mediante il metodo pseudodinamico con sottostrutturazione. In quest’ultimo caso l’inserimento del sistema è stato simulato alla base di una struttura a telaio in acciaio a tre piani, già utilizzata quale prototipo per l’installazione di altre tecnologie di protezione nel contesto dello stesso progetto “DISPASS”. Nel metodo con sottostrutturazione è stato fisicamente sottoposto ad eccitazione il grado di libertà traslazionale corrispondente alla base mobile, mentre la sovrastruttura è stata modellata per via numerica all’interno dell’algoritmo di risoluzione in linea [07].
Rimandando a successive comunicazioni per una completa panoramica delle sperimentazioni condotte, vengono qui riportati alcuni risultati, di specifico interesse ai fini dell’analisi progettuale dell’edificio in oggetto, relativi alle prove sugli appoggi scorrevoli, montati sia separatamente sia in accoppiamento con i dissipatori fluido-viscosi. Tali prove sono state realizzate assumendo diversi valori della velocità di deformazione, compresi tra un livello massimo, pari a 63 mm/s, ed uno minimo, di cento volte inferiore. Ciò ha consentito di valutare anche per gli apparecchi in acciaio-teflon, in aggiunta a quanto noto da precedenti fasi della ricerca per i dissipatori siliconici [07], [08] gli effetti di dilatazione temporale della risposta correlati alla dinamica simulata propria delle prove pseudodinamiche, così da poterne operare le correzioni in linea eventualmente necessarie mediante la procedura approntata presso il Laboratorio ELSA [07]. Al contempo, le suddette sperimentazioni hanno consentito anche di calibrare la legge di variazione della forza dissipata in funzione della velocità di deformazione per questa particolare classe di appoggi. Quale ulteriore elemento di caratterizzazione meccanica è stata, inoltre, esaminata l’influenza della tensione normale di compressione sul valore del coefficiente d’attrito in condizioni dinamiche µ, utilizzando quattro diversi valori del carico verticale in sede di prova.
I principali esiti di tale sezione dell’indagine sono sintetizzati nelle Figure da 1 a 3, in cui sono, rispettivamente, tracciati: la curva coefficiente d’attrito dinamico-velocità (
m-v), interpolante i dati sperimentali relativi ai diversi valori di velocità imposti, per la massima tensione di compressione, fv = 9,3 MPa (Figura 1); i cicli di risposta forza dissipata- spostamento (Fa-d) registrati alla massima velocità, per i quattro carichi verticali totali applicati all’insieme degli apparecchi (Fv = 275, 196, 78, 32 kN; Figura 2); infine, le storie temporali del coefficiente m calcolato dalle risposte documentate in Figura 3, ponendo in evidenza le tensioni di compressione corrispondenti ai valori dei suddetti quattro carichi verticali.
L’esame di Figura 1 mostra una limitata variabilità della forza di attrito in funzione della velocità, rilevandone una pressoché totale costanza, a partire da valori di v pari ad 1/5 (12,6 mm/s) della velocità massima.


Figura 1.
Appoggi acciaio-teflon: curva forza dissipata- velocità e relativi punti sperimentali, per una tensione normale di 9,3 MPa.


Figura 2.
Appoggi acciaio-teflon: cicli forza dissipata- spostamento ottenuti alla massima velocità, per i quattro diversi valori del carico verticale.


Figura 3.
Appoggi acciaio-teflon: storia temporale del coefficiente d’attrito µ, per i quattro diversi valori della tensione normale.

Soltanto nel tratto iniziale della curva interpolante i dati sperimentali si osserva un livello più basso della forza, con un abbattimento di circa il 10% di Fa per il dato minimo di v (0,21 mm/s) considerato. La curva tracciata in Figura 1 risulta, così, rispondente alla legge di variazione di µ proposta da Constantinou, Mokha e Reinhorn per questa classe di appoggi [09], quantunque originariamente con riferimento a prodotti industriali meno raffinati degli attuali e, conseguentemente, caratterizzati da più elevati valori del coefficiente d’attrito. Tale legge è espressa come:

m = mmax - ( mmax - mbv)e-rv              (1)

dove µmax, µbv sono i valori di µ corrispondenti, rispettivamente, al tratto di orizzontalità della curva ed alla velocità per la quale, in base al modello teorico assunto, si registra il primo slittamento, mentre r rappresenta un coefficiente dimensionale, dipendente dalla pressione normale e dalle caratteristiche di lubrificazione dell’interfaccia tra piastra in acciaio austenitico e cuscinetto in teflon. Con riferimento alla curva di Figura 1, i valori dei tre parametri caratteristici della relazione (1) risultano, a titolo d’esempio: µmax = 2,1%, µbv = 1,9%, r = 0,8 s/mm. La limitata influenza della velocità, unitamente ai valori in sé piccoli di µ, se rapportati al tasso di pressione normale presente, è tipica di apparecchi di elevata efficienza, così come assicurata dalla realizzazione in conformità alle norme CNR 10018-98 [10] ed al documento prenormativo europeo prEN 1337 [11]. Ciò comporta, altresì, anche una completa rispondenza alle richieste del capitolo 10 dell’Ordinanza 3274 [05]. Va, comunque, osservato che, ai fini dell’analisi sismica di progetto, da condursi necessariamente in campo dinamico mediante integrazione al passo a causa dell’elevata non linearità di risposta dei dispositivi siliconici, il valore di µ effettivamente “mobilitato” è sempre µmax, stanti i livelli di velocità attinti già a partire dall’evento cui riferire le verifiche allo stato limite di danno. Partendo dai cicli (Fa-d) di Figura 2, rappresentati in funzione del carico verticale imposto, i corrispondenti andamenti temporali di µ riportati in Figura 3 pongono in luce una maggiore influenza della pressione normale su tale coefficiente, rispetto a quanto rilevato per la velocità. In particolare, i valori di µmax desunti dalle prove condotte con v = 63 mm/s, risultano pari al 2,7, 2,4, 2,2 e 2,1%, rispettivamente, per fv = 1,1, 2,7, 6,7 e 9,3 MPa. Tali valori sono stati calcolati in base all’energia dissipata nei cicli stabilizzati di risposta, e corrispondono alla media dei tratti di massimo delle storie temporali di µ privati del picco di transitorio che si registra ad ogni inversione di segno.
I risultati della prova sismica con sottostrutturazione sono sintetizzati in Figura 4 attraverso i cicli della forza dissipata totale, Ft, e della forza di reazione esercitata dai dispositivi siliconici, Fd.


Figura 4.
Cicli di risposta ottenuti nella prova
pseudodinamica con sottostrutturazione.

Da tali grafici si rileva una totale similitudine dei due percorsi isteretici, essendo la differenza costituita dai cicli di forma “rettangolare” propri della risposta per attrito degli appoggi in acciaioteflon. L’additività di Fd e Fa, tipica di un comportamento in parallelo dei due gruppi di dispositivi, è osservabile anche dalle storie temporali dell’energia, riprodotte in Figura 5, le quali mostrano un ammontare pari a circa l’84% ed il 16%, rispettivamente, delle energie dissipate dagli elementi fluido-viscosi, Ed, e dagli appoggi scorrevoli, Ea, sul totale Ei, al termine della prova.


Figura 5.
Storie temporali dell’energia ottenute dalla prova
pseudodinamica con sottostrutturazione.

Tali valori sono, ovviamente, funzione delle specifiche caratteristiche dimensionali dei componenti prescelti, nonché del livello di pressione presente sugli appoggi, che per questa prova, in conseguenza dei carichi propri della struttura in acciaio, è risultata pari a 6,3 MPa. Tuttavia, la suddetta ripartizione tra i termini Ed ed Ea appare ben indicativa della non trascurabile influenza del contributo smorzante degli apparecchi di appoggio sul bilancio energetico complessivo del sistema.

3. PROGETTO PRELIMINARE DEI DISPOSITIVI FLUIDO-VISCOSI DELL’EDIFICIO

L’analisi di predimensionamento dei dispositivi siliconici da introdurre alla base dell’edificio è stata condotta mediante la procedura formulata, secondo una logica progettuale “per prestazione”, in [02]. Tale procedura s’incentra sull’applicazione di un’equazione esplicita di progetto, riferita ad un modello di oscillatore semplice dell’edificio, nel quale la sovrastruttura è schematizzata come massa rigida, mentre il grado di libertà traslazionale è rappresentativo dello spostamento alla base. L’equazione ha la seguente forma:

dove c è il coefficiente di smorzamento dei dispositivi fluido-viscosi;

SGF2005-004-007.jpg (1457 byte)

è il “loss factor”, essendo Ed l’energia dissipata ed Ee l’energia potenziale elastica;j è il rapporto tra una frequenza significativa individuabile nella composizione spettrale dell’accelerogramma utilizzato in ingresso all’analisi, fp, e quella propria dell’oscillatore semplice, fis; Ai è l’ampiezza di picco della forzante; c0,1 è il coefficiente di smorzamento che consente di ottenere il valore. sotto l’azione di una forzante sinusoidale di ampiezza Ai e frequenza pari ad 1/10 di fis; infine, J e l sono coefficienti di calibrazione, i cui valori, per una vasta gamma di casi applicativi, sono riportati in [02]. Una volta stabilito il numero totale di dispositivi da installare per ciascuna delle due direzioni principali in pianta dell’edificio, l’equazione (2) può essere indifferentemente applicata con riferimento all’insieme di tali dispositivi, considerando l’intera massa della sovrastruttura, oppure per ogni singolo apparecchio, assumendo nel calcolo l’aliquota di massa ad esso spettante nell’ambito di un complessivo comportamento in parallelo.
Nel caso in oggetto, al fine di minimizzare la distanza tra baricentro delle masse della sovrastruttura e centro delle rigidezze dell’insieme dei dispositivi siliconici, nonché per garantire un primo modo di vibrazione di periodo pressoché pari secondo le due direzioni principali, è stato stabilito l’impiego di otto elementi a singolo effetto per ciascuna direzione, come mostrato nel successivo paragrafo. Tali apparecchi sono stati allineati a coppie, prevedendone inoltre una presollecitazione da realizzare in cantiere, tale da portare la testa del pistone alla metà della corsa disponibile. Ciò, allo scopo di originare, per ogni coppia, una risposta simmetricamente “a doppio effetto”.
Fissato in 2 secondi il periodo proprio di vibrazione dell’oscillatore, coincidente con il valoreobiettivo del periodo fondamentale dell’edificio in condizioni isolate, Tis, partendo da una massa totale di 2250 kg, e dunque da una massa Mi competente a ciascuno degli apparecchi pari a 281 kg, la rigidezza elastica k2 del singolo dispositivo è stata ricavata dalla semplice relazione:

risultando pari a 2970 N/mm. In base a tale valore è stata quindi stimata l’entità del precarico F0 da imprimere staticamente in fase di fabbricazione, mediante la formula empirica proposta in [02]:

in cui dmax è la corsa massima totale del dispositivo, ipotizzata pari a 200 mm (al fine di ottenere una corsa effettiva di ħ100 mm, a seguito della presollecitazione in opera), mentre n è un coefficiente numerico, assunto in questo caso pari a 7, sulla base degli studi precedentemente condotti. Ne è, così, risultato: F0 = 85 kN. Il valore k1 della rigidezza “di primo ramo“, caratterizzante la risposta elastica al disotto di F0, è stato posto uguale a 15 volte k2 [02], porgendo: k1 = 44550 N/mm. In tal modo è stata completata la definizione delle proprietà di molla elastica dei dispositivi, regolate dalla legge:

dove Fe è la forza di reazione elastica non lineare e x è lo spostamento, funzione della variabile temporale t.
Tornando all’applicazione della formula di progetto (2), stabilito in 0,5 il valore-obiettivo di
h (corrispondente ad un rapporto di smorzamento viscoso equivalente x pari a 0,25), ed assunto Ai = 0.3 g per l’evento-base di riferimento, essendo l’edificio situato in zona sismica 2 e dovendo considerare un fattore d’importanza 1,2 a causa della destinazione d’uso a pubblica assistenza dell’edificio, è restato infine da prescegliere il valore di j da introdurre nell’espressione di c.
Coerentemente alle considerazioni offerte al riguardo in [02], è stato adottato per fp l’estremo inferiore dell’intervallo di frequenze principali [0,8, 5] Hz, convenzionalmente individuabile per gli accelerogrammi artificiali usati nelle analisi di progetto, generati dallo spettro di risposta della nuova normativa sismica italiana. Relativamente al suddetto intervallo, la scelta operata per fp consente di minimizzare il rapporto
j = fp/fis, fissandolo a 1,6 (essendo fis = 0,5 Hz), e conseguentemente di rendere massimo il valore di c(h, j, Ai), in base all’andamento della funzione (2) per l’intervallo di valori di j superiori a 1.
Utilizzando, dunque, la (2), ne deriva il seguente valore preliminare di progetto del coefficiente di smorzamento di ciascun dispositivo siliconico: c(
h, j, Ai) = 170kN (s/mm)a dove a è l’esponente frazionario, compreso tra 0,1 e 0,2, ed in questo caso fissato a 0,15, della legge che esprime la componente dissipativa Fd della forza di reazione dei dispositivi:

SGF2005-004-011.jpg (1969 byte)

in cui |·| è la funzione valore assoluto, sign(·) è la funzione segno e x è la velocità di risposta.
Il valore di predimensionamento di c rappresenta la media tra quelli ottenuti dalle elaborazioni condotte con i cinque accelerogrammi artificiali selezionati per lo svolgimento delle analisi definitive di progetto (i quali, peraltro, hanno fornito risultati tra loro molto simili, originando una limitata dispersione statistica). Va, inoltre, sottolineato che il modello di oscillatore semplice utilizzato in questa fase preliminare non tiene conto degli effetti dissipativi degli appoggi acciaio-teflon, fornendo quindi una valutazione parzialmente maggiorata del principale parametro di risposta ottenibile da tale idealizzazione, ossia lo spostamento alla base. In particolare, la media dei valori massimi di spostamento ottenuta per i cinque segnali sismici in ingresso è risultata pari a 48 mm, per Ai = 0,3 g, presentando dunque un ampio margine rispetto alla corsa disponibile di ħ100 mm per l’evento base di riferimento.

4. PROGETTO DEFINITIVO DEL SISTEMA DI PROTEZIONE E DELLA STRUTTURA IN C.A. DELL’EDIFICIO

L’edificio destinato a nuova sede della Fratellanza Popolare di Grassina (FI), pur a fronte di una volumetria relativamente contenuta (pari a circa 5400 m3), presenta un’organizzazione planoaltimetrica molto articolata. La forma in pianta è di tipo ad “L”, come mostrato nel grafico di Figura 6, relativo al piano garage seminterrato (costituente l’impalcato mobile), mentre in alzato le particolarità geometriche riguardano la riduzione di una campata del corpo principale nel passare dal piano seminterrato ai superiori, una serie di sporgenze, rientranze ed ampi sbalzi al secondo ed al terzo piano, nonché alcuni disallineamenti a livello della copertura. Proprio tali considerevoli irregolarità hanno motivato la scelta di proteggere sismicamente il fabbricato mediante isolamento e dissipazione supplementare alla base. Nella pianta di Figura 6 sono evidenziate le posizioni dei sedici dispositivi Jarret previsti dal progetto preliminare e la numerazione ad essi attribuita. Gli scivolatori acciaio- teflon sono, altresì, collocati al disotto di tutti i pilastri, ad eccezione delle quattro piccole colonne del vano scale, al disotto della cui platea fondale è posto un unico apparecchio, per un totale di trentadue elementi.
Il modello strutturale utilizzato per le analisi finali di progetto è stato approntato mediante il programma di calcolo SAP2000NL [12]. Tale codice, come noto, contiene all’interno della propria libreria elementi dotati di capacità reattive espresse dalle leggi (6) e (7), per la riproduzione del comportamento dei dispositivi siliconici, ed elementi di tipo “isolatore ad attrito”, governati da una legge costitutiva alla Coulomb, nonché dalla relazione (1) per la dipendenza di
m dalla velocità, ai fini della simulazione della risposta degli appoggi acciaio-teflon.
Una vista globale del modello è riprodotta in Figura 7, mentre in Figura 8 è rappresentato l’assemblaggio in parallelo dei quattro elementi non lineari di connessione adottati per i dispositivi Jarret, ossia: uno smorzatore ed una molla a caratteristica non lineare elastica, rispettivamente rispondenti alle leggi (6) e (7), e due elementi elastici a rigidezza infinita dotati di capacità reagente a sforzo assiale, il primo dei quali a sola compressione (“gap”) ed il secondo a sola trazione (“hook”), simulanti i fine corsa del pistone. Il precarico F0 e lo sforzo di precompressione aggiuntivo applicato in opera per posizionare il pistone a metà della sua corsa sono, inoltre, assegnati tramite il cedimento vincolare
d simboleggiato nella parte destra del grafico di Figura 8.


Figura 6.
Pianta del piano garage dell’edificio.



Figura 7. Vista globale del modello strutturale.

I dispositivi adottati appartengono alla serie BC10S-100BF e possiedono una rigidezza k2 pressoché perfettamente coincidente con il valore fissato in sede di progetto preliminare. Per quanto concerne la capacità smorzante espressa dal coefficiente c, questa può essere opportunamente calibrata, entro i limiti imposti dal volume del serbatoio, agendo sull’apertura dello spazio anulare esistente attorno alla testa del pistone.
Ciò ha consentito di ottenere, anche per questo parametro, il valore stabilito nella fase di dimensionamento di massima. In base a tali caratteristiche ed all’esigenza di posizionare il pistone a metà corsa all’atto della posa in opera, il precarico F0 di produzione è risultato altresì lievemente ridotto rispetto all’ammontare previsto in via preliminare (70 kN in luogo di 85 kN).


Figura 8. Assemblaggio di elementi non lineari di connessione utilizzato per la riproduzione del comportamento dei dispositivi siliconici.

Gli appoggi scorrevoli sono stati suddivisi in tre gruppi, di portate rispettivamente pari a 600, 1000 e 1400 kN, in funzione dei carichi medi e massimi trasmessi dai pilastri della struttura in elevazione. Questi ultimi sono stati prevalentemente orditi disponendone il lato maggiore sul piano dei telai principali. La superiore rigidezza alla traslazione orizzontale che ne deriva in tal modo secondo la direzione y dell’edificio (Figura 6), porta ad avere un periodo fondamentale di vibrazione, secondo tale asse, esattamente coincidente con il valore di 2 s ipotizzato preliminarmente. Rispetto all’asse x il primo periodo risulta, invece, di circa il 10% superiore (2,22 s). Da ciò consegue un’entità ulteriormente abbattuta delle forze sismiche in direzione x, in confronto ad y, per effetto dell’isolamento. Al contempo, si registra ovviamente una maggior deformabilità della sovrastruttura secondo x, che diviene la principale direzione di verifica sotto tale profilo.
Le analisi-base di progetto sono state condotte con riferimento ai due livelli dell’azione previsti dall’Ordinanza 3274 per le verifiche allo stato limite ultimo (SLU) e di danno (SLD), rispettivamente caratterizzati dal summenzionato valore Ai = 0,3 g dell’accelerazione orizzontale massima al suolo, e da un valore A
d ridotto di un fattore 2,5 (Ad = 0,12 g). Tenuto conto delle potenzialità offerte da un sistema avanzato di protezione sismica come quello in oggetto, ed operando in una logica di progetto “per prestazione”, è stato inoltre introdotto un terzo, aggiuntivo livello dell’azione (“massimo considerato”), caratterizzato da una probabilità di superamento del 2% in 50 anni e da una accelerazione di picco Am pari al 150% di Ai, ossia Am = 0,45 g. Le verifiche sviluppate in questo caso si sono incentrate sull’entità dello spostamento alla base, controllandone la compatibilità con la corsa massima ipotizzata per i dispositivi Jarret. Ciò al fine di assicurare la piena operatività di questi, e dunque una decisiva riduzione della risposta dell’edificio, anche a fronte di un evento “estremo” per il sito.
Le risposte ottenute per i tre livelli dell’azione sono nel seguito sintetizzate attraverso alcuni indicatori generali di prestazione, prescindendo da valutazioni sugli stati di sollecitazione degli elementi strutturali, in quanto più attinenti agli aspetti meramente formali di verifica di progetto. I grafici presentati sono, in tutti i casi, riferiti all’accelerogramma che ha fornito la risposta massima, tra i cinque utilizzati nel complesso. Tuttavia, confermando quanto già emerso dalle analisi di predimensionamento, va rilevato che anche le elaborazioni condotte con il modello strutturale completo hanno mostrato risultati molto stabili al variare del segnale in ingresso.
Partendo dal primo livello dell’azione, identificato per brevità con il simbolo Ad adottato per l’accelerazione massima, in Figura 9 sono tracciate, per la direzione x di maggior deformabilità, le storie temporali degli spostamenti relativi di piano, normalizzati alle rispettive altezze interpiano ed espressi in termini percentuali, rId. Si osserva come il massimo valore di rId, attinto dal primo impalcato e pari allo 0,64%, risulti inferiore al limite dello 0,75% richiesto per edifici con tamponamenti collegati elasticamente alla struttura, assunto nella fattispecie a riferimento. Tale soluzione tecnologica è stata, infatti, adottata in questo caso a causa della presenza di ampie zone con vetrate “a nastro”, al fine di evitare possibili effetti di danneggiamento alle parti dei pilastri prive di tamponatura. In Figura 10 sono riprodotte, ancora per l’evento Ad, le storie di velocità vb dell’impalcato di base secondo entrambi gli assi coordinati. I dati sulla velocità sono qui esaminati per un utile confronto con l’indicazione fornita nell’allegato 10.B dell’Ordinanza 3274 riguardo alle prove dinamiche di qualificazione e di accettazione dei dispositivi a comportamento viscoso. In base a tale indicazione, la velocità di deformazione deve essere mediamente pari a quella che si può verificare nel caso del terremoto di progetto allo SLD ed assimilabile, in mancanza di specifiche valutazioni, al valore che si ottiene ad una frequenza di 0,5 Hz per ogni ciclo di ampiezza massima pari allo spostamento massimo di progetto allo SLU. Essendo quest’ultimo pari a 44 mm, quale media sui cinque accelerogrammi, ne deriva che la velocità di deformazione così convenzionalmente definita risulta uguale a: (2
p·0,5·44) = 138 mm/s. Il grafico di Figura 10 mostra un picco isolato di ampiezza pari a 112 mm/s ed alcuni altri massimi relativi compresi tra i 70 e gli 80 mm/s, in direzione y, mentre valori decisamente inferiori si registrano secondo x.


Figura 9.
Storie temporali dello spostamento relativo normalizzato
di piano, per l’evento Ad.


Figura 10. Storie temporali della velocità del piano di base, per l’evento Ad.

Ricordando che tali dati corrispondono al più impegnativo tra i segnali in ingresso, si rileva una certa sovrastima nella regola di valutazione forfetaria della velocità di deformazione proposta dalla normativa. Disponendo di un modello strutturale completo ed efficiente, appare pertanto opportuno eseguire stime dirette di tale parametro, anche alla luce dell’onere tecnico ed economico connesso alla realizzazione di prove ad elevata velocità su dispositivi fluido-viscosi di una certa dimensione.
Riguardo alle analisi riferite al livello-base dell’azione sismica, a sua volta denotato come evento Ai, in Figura 11 sono riportate le storie di spostamento d dei dispositivi collocati alle due estremità secondo l’asse y (elementi Jy1 e Jy5). Il notevole grado di sovrapposizione tra i due grafici sottolinea la limitata influenza degli effetti torcenti di piano sulla risposta dell’impalcato mobile, tenuto conto del braccio di oltre 35 m esistente tra i due apparecchi. Ciò attesta l’effettiva vicinanza tra il centro delle rigidezze dell’insieme dei dispositivi orientati secondo tale asse e la proiezione del baricentro dell’edificio, così come ricercata in sede progettuale. Ciò emerge anche per la direzione x, relativamente alla quale le risposte dei dispositivi estremi risultano ancor più sovrapposte, in virtù delle minori distanze esistenti tra i rispettivi assi.


Figura 11.
Storie temporali di spostamento dei dispositivi Jy1 e Jy5, per l’evento Ai.

In Figura 12 sono rappresentate le storie del taglio alla base Tb (ossia del taglio trasmesso dall’impalcato mobile al sistema di protezione), espresso secondo gli assi x ed y, per entrambe le direzioni d’ingresso dell’azione. Dall’esame di tali grafici si rileva, innanzitutto, come le componenti di risposta ortogonali ai rispettivi assi di entrata, Tb,xy e Tb,yx, risultino del tutto trascurabili rispetto a quelle parallele, a conferma della pressoché totale assenza di effetti torcenti nella risposta del piano di base. I valori massimi delle componenti parallele, Tb,xx e Tb,yy, rispettivamente pari a 3670 kN e 4470 kN, rappresentano altresì il 16,6% ed il 20,2% del peso ”sismico” totale dell’edificio. Ciò testimonia con evidenza l’ampio filtraggio riduttivo del sistema di protezione nei confronti dell’azione in ingresso di ampiezza Ai. Ai fini del progetto della sovrastruttura, tale beneficio è posto ancor più in risalto dall’entità delle componenti del taglio al piede dei pilastri spiccanti dall’impalcato mobile, Tp1,x = 2060 kN e Tp1,y = 2660 kN, corrispondenti al 9,3% ed al 12,1% del peso totale. Si ricorda che i suddetti valori dei tagli derivanti dall’analisi dinamica, così come di tutte le sollecitazioni in gioco, devono essere divisi per un fattore di riduzione 1,5 al fine di determinare i valori finali di calcolo da assumere nelle verifiche di progetto.
La risposta ciclica in termini di forza di reazione totale F dei dispositivi è visualizzata, a titolo d’esempio, in Figura 13a per l’elemento Jx1, ponendone in luce un’escursione massima pari a circa 45 mm, inferiore alla metà della corsa disponibile. Analoghi risultati si ottengono anche per i dissipatori orientati secondo l’asse y, sottolineando un impegno complessivamente omogeneo dell’insieme dei dispositivi Jarret nelle due direzioni.





Figura 12.
Storie temporali delle componenti del taglio alla base, per l’evento Ai.

Nella sezione b di Figura 13 sono riprodotti, per lo stesso elemento Jx1, i cicli di risposta all’evento massimo considerato, denotato tramite il simbolo Am. Da tale grafico emerge la principale informazione ricercata, ossia che tale dispositivo, unitamente a tutti i restanti, risulta assoggettato a spostamenti minori del fondo corsa, espletando in tal modo pienamente la propria funzione smorzante anche nei confronti dell’evento estremo ipotizzato al sito. Inoltre, i contenuti valori degli spostamenti massimi ottenuti a questo livello dell’azione, per effetto dell’elevata capacità dissipativa specifica posseduta dal sistema adottato in confronto a quella offerta, a parità di costi, da altre strategie d’isolamento e dissipazione alla base, consentono di adottare soluzioni tecnologiche convenzionali per tutta l’impiantistica attraversante il piano d’isolamento. Infatti, sia per le adduzioni (condutture del gas, idriche ed elettrire del gas, idriche ed elettriche) sia per gli scarichi (acque chiare e scure, pluviali) risultano sufficienti semplici giunti snodati di corrente produzione per accogliere i suddetti valori di spostamento.
Resta da sottolineare, inoltre, come la proprietà di ricentraggio dei dispositivi Jarret garantisca un totale annullamento degli spostamenti alla base al termine dell’azione sismica.




Figura 13.
Cicli di risposta del dispositivo Jx1, per gli eventi Ai e Am. 5.

CONSIDERAZIONI CONCLUSIVE

Le analisi di progetto dell’edificio destinato a pubblica assistenza qui esaminato hanno confermato l’efficienza del sistema di protezione sismica prescelto e la rispondenza delle prestazioni offerte agli obiettivi inizialmente stabiliti.
Le capacità del sistema sono state discusse nell’articolo anche sulla scorta dei risultati della ricerca sperimentale condotta all’interno del Progetto “DISPASS”, che ha visto per la prima volta sottoposto a prove di tipo sia ciclico che pseudodinamico un assemblaggio di dispositivi Jarret e di appoggi scorrevoli in acciaio-teflon, in aggiunta a quelle già condotte, in modo separato, sui singoli tipi di apparecchi.
L’applicazione della procedura di predimensionamento dei dispositivi fluido-viscosi definita in precedenti studi dedicati a questa strategia di protezione, ha consentito di indirizzare il processo progettuale verso una scelta ottimale dei dissipatori, fornendo al contempo previsioni di risposta alla base ben confermate dagli esiti delle analisi finali.
Tra questi ultimi, oltre al decisivo abbattimento della risposta della sovrastruttura in termini sia di forze che di deformazioni interpiano, emergono gli assai limitati valori di spostamento dell’impalcato mobile, ottenuti anche per il massimo livello dell’azione in ingresso, con evidenti benefici tecnici ed economici sull’impiantistica che attraversa il piano d’isolamento.

BIBLIOGRAFIA

[01] G. TERENZI: “Dynamics of SDOF systems with nonlinear viscous damping”, Journal of Engineering Mechanics, ASCE, New York, 125, pp. 956-963, 1999.

[02] S. SORACE, G. TERENZI: “Non-linear dynamic modelling and design procedure of FV spring-dampers for base isolation”, Engineering Structures, Elsevier Science Ltd., Oxford, 23, pp.1556-1567, 2001.

[03] S. SORACE, G. TERENZI: “Non-linear dynamic design procedure of FV springdampers for base isolation – Frame building applications”, Engineering Structures, Elsevier Science Ltd., Oxford, 23, pp.1568- 1576, 2001.

[04] M. C. CONSTANTINOU, T. T. SOONG, G. F. DARGUSH: “Passive energy dissipation systems for structural design and retrofit”, Monograph No. 1, MCEER, Buffalo, NY.

[05] ORDINANZA N. 3274: “Primi elementi in materia di criteri generali per la classificazione sismica del territorio nazionale e di normative tecniche per le costruzioni in zona sismica”, G.U. n. 105, 08/05/2003.

[06] S. SORACE, G. TERENZI: “Large-scale experimental validation of a design procedure for damped braced steel structures”, Proc. of STESSA 2003 Conference, Naples, June 9-12, F. Mazzolani Ed, A.A. Balkema Publishers, Lisse, 2003, pp. 657- 662.

[07] F. J. MOLINA, S. SORACE, G. TERENZI, G. MAGONETTE, B. VIACCOZ: “Seismic tests on reinforced concrete and steel frames retrofitted with damped braces”, in publication in Earthquake Engineering and Structural Dynamics, Wiley, New York.

[08] S. SORACE, G. INTROINI, G. MAGONETTE, F. J. MOLINA, G. TERENZI: “Analisi sperimentale di strutture a telaio dotate di controventi dissipativi”, Atti del 14o Congresso CTE, Mantova, 7-9 novembre 2002, CTE, Milano, 2002, pp. 401-410.

[09] M. C. CONSTANTINOU, A. MOKHA, A. REINHORN: “Teflon bearings in base isolation. II: Modeling”, Journal of Structural Engineering, ASCE, New York, 116, pp. 455-474, 1990.

[10] CNR 10018: “Apparecchi di appoggio per le costruzioni. Istruzioni per l’impiego”, Consiglio Nazionale delle Ricerche, Bollettino Ufficiale, dicembre 1999.

[11] prEN 1337: “Structural bearings”, CEN – European Committee for Standardization, Final draft, January 2003.

[12] Computers & Structures Inc.: “SAP2000NL. Structural Analysis Programs”, Theoretical and Users Manual, Version 8.29, Berkeley, CA, 2003.

RINGRAZIAMENTI

Lo studio sintetizzato nel paragrafo 2 del presente articolo è stato condotto nell’ambito del Progetto di Ricerca “DISPASS”, finanziato all’interno del Consorzio di Laboratori Europei “ECOLEADER” (Contratto No. HPRI-CT-1999- 00059). Si ringrazia la Comunità Europea per il finanziamento concesso.

Contatti con gli autori:

Stefano Sorace: stefano.sorace@dic.uniud.it
Gloria Terenzi: terenzi@dicea.unifi.it

Copyright © 2001,2006 - Fin.Fer. S.p.A. - P.I. 00490250305 - Tutti i diritti sono riservati