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Estratto dagli atti del 14° Congresso C.T.E. Mantova, 7-8-9 Novembre 2002

SISTEMI PER LA CONNESSIONE A TAGLIO FRA ELEMENTI STRUTTURALI
IN C.C.A.: ESPERIENZE E MODELLI DI CALCOLO


Ulisse Aschwanden, F.J. Aschwanden AG di Lyss (CH)
Urs Oelhafen, Hochschule für Technik di Rapperswil (CH)
Sergio Tattoni, Politecnico di Milano
Davide Torsani, Gruppo I.V.A.S. di Rimini

SUMMARY

       This paper deals with the problem of the application of industrialized systems for the shear connection systems (dowels); the resistant mechanisms are identified and the modalities of transfer of concentrated forces from the connector to the structure involved in are investigated.

       According to the present acknowledges and norms ( European Standards) it is provided a calculation method based on the "Strut and Ties" theory.

       The results obtained from the calculation method have been corroborated from a systematic experimentation executed by the E.P.F.L. (Ecole Polytechnique Federale de Losanne) and the Hochschule für Technik of Rapperswil (CH) of which it is given a brief synthesis..


1. INTRODUZIONE

      La corretta progettazione di strutture di grandi dimensioni in pianta prevede la realizzazione di giunti di costruzione atti a limitare le autotensioni indotte da variazioni termiche e, per le strutture in c.c.a., da fluage e da ritiro.
      La presenza del giunto non è limitata alle sole opere in elevazione, ma si può estendere anche alle opere di fondazione, alle piastre per pavimentazioni industriali, alle opere di contenimento del terreno.

     
La realizzazione del giunto, oltre alla classica tecnica del raddoppio delle strutture, può essere affidata a mensole, a selle tipo Gerber o anche,
nei casi meno importanti, a tecniche poco più che artigianali (p.e. barrotti incatramati). Tali tecniche realizzative non sempre però costituiscono solzioni soddisfacenti o perché costose, o di difficile realizzazione o architettonicamente non valide, o perché non efficienti. Nel caso poi di soluzioni semplici, come quelle dei barrotti incatramati, non sempre si ottiene il controllo effettivo della deformazione e delle sollecitazioni indotte dai carichi concentrati.


Figura 1. Giunti tradizionali: a) sdoppiamenti di pilastro, b) sella Gerber, c) mensola, d) spinottatura in pavimentazione industriale, e ) giunto maschiato in parete.

      I giunti quindi, proprio per la loro peculiarità di trasmettere dei carichi mantenendo la disponibilità di spostamento reciproco delle strutture affacciate, devono essere oggetto di un'attenta progettazione e realizzazione: in questa direzione si collocano in modo efficace i sistemi industrializzati per le connessioni a taglio.
      Nella memoria presentata si affronta il problema dell'applicazione di tali sistemi, individuandone i meccanismi resistenti con particolare riguardo alle modalità di diffusione dell'azione concentrata trasmessa dal connettore alla struttura coinvolta.


2. EFFETTO SPINOTTO IN CONNESSIONI TRADIZIONALI

     
La trasmissione delle azioni di taglio/scorrimento tra due elementi in calcestruzzo con soluzione di continuità, è tradizionalmente affidata a elementi in acciaio (spinotti o "dowels") annegati all'interno del calcestruzzo stesso.


Figura 2. Sollecitazioni di rifollamento in spinotti tradizionali. a) fase elastica, b) fase plastica, (fcc resistenza del calcestruzzo confinato).

      Come è ormai ben noto in letteratura [1], [2], [3] la possibilità di trasmettere azioni di taglio/scorrimento mediante spinotti dipende non solo delle caratteristiche meccaniche dell'acciaio, ma anche (e soprattutto) da quelle del calcestruzzo in cui lo spinotto agisce (vedi Figura 2 e Figura 3).


Figura 3. Azione di taglio e relativo scorrimento per spinotto tradizionale(qualitativo)

      La resistenza ultima di tale sistema si può calcolare con la formula [2], valida per spinotti sufficientemente lunghi (L>8 Ø):


ove
      e/2 = eccentricità rispetto alle superficie di scorrimento della forza Vn.
      fc = resistenza a compressione del calcestruzzo
      fy = tensione di snervamento dell'acciaio
      Ø = diametro dello spinotto
      Come si vede della equazione (1) il carico ultimo dipende in maniera significativa dalla resistenza del calcestruzzo fc e dall'eccentricità "e"/2 che è funzione della possibilità di movimento concessa al giunto; pertanto per elevate eccentricità la capacità resistente subisce drastiche riduzioni, dato che l'equilibrio del sistema è assicurato unicamente dalle sollecitazioni di rifollamento nel calcestruzzo (vedi fig. 2b).



      Si aggiunga a questo limite il fatto che l'equazione (1) presuppone che lo spinotto sia immerso in un mezzo indefinito, o di dimensioni tali da poterlo considerare tale; nella realtà delle costruzioni è possibile che lo spinotto si trovi immerso in un elemento sottile (p.e. soletta o pavimento in c.a.) e pertanto la resistenza effettiva è condizionata dal punzonamento dell'elemento stesso (vedi Figura 4).


Figura 4. Punzonamento con espulsione del calcestruzzo per effetto della forza V applicata allo spinotto.

      Quest'ultima eventualità, ovviamente non contemplata nell'equazione (1), è aggravata dal fatto che avviene in maniera fragile (e non duttile) e dipende dalla resistenza a trazione del calcestruzzo fct, notoriamente molto variabile.


3. MIGLIORAMENTO DELLE CAPACITÀ RESISTENTI

     
Tenuto conto delle osservazioni formulate nel paragrafo precedente circa i limiti prestazionali di uno spinotto convenzionale, è possibile migliorare il comportamento a rottura seguendo contemporaneamente le seguenti linee di azioni:

1) migliorare la capacità resistente del calcestruzzo limitrofo alla barra creando un efficace confinamento;
2) inserire un elemento resistente in grado di fornire una forza FW (vedi Figura 5) che si aggiunge alle sollecitazioni di rifollamento nell'equilibrio del sistema.



3) predisporre una armatura in grado di sostenere a diffondere la forza Vn* trasmessa dallo spinotto anche in presenza di fessurazioni nel calcestruzzo dovute alle sollecitazioni tangenziali (vedi Figura 6).


Figura 5. Miglioramento della capacità resistente mediante incremento della pressione di rifollamento (fcc*>fc) e della reazione FW.

      Teoricamente parlando le linee di intervento sopra delineate potrebbero essere realizzate anche con soluzioni estemporanee (armature longitudinali, staffe di frettaggio, piastre ed altro); tuttavia le oggettive difficoltà esecutive e di controllo, aggiunte alle difficoltà di individuare dei modelli resistenti adeguati per il calcolo del sistema portano inevitabilmente ad adottare dispositivi industrializzati di semplice impiego e di comprovata affidabilità.


Figura 6. Armatura contro il punzonamento di bordo


Figura 7. Schemi teorici di distribuzione delle forze.


      In questa memoria si è esaminato un prodotto industrializzato (vedi Figura 7) realizzato conformemente alle linee sopra indicate.


4. VALUTAZIONE DELLA CAPACITÀ DI CARICO PROGETTUALE

     
Con riferimento allo SLU di collasso del sistema, la capacità di carico dipende da uno dei seguenti fattori:
a) resistenza del perno in corrispondenza del giunto per l'azione combinata di taglio e/o momento
b) resistenza massima a flessione del perno, ad una distanza t+vc dal bordo lastra (vedi Figura 8) e rifollamento;
c) resistenza a compressione dei puntoni in calcestruzzo della trave di bordo

a) Resistenza del perno in corrispondenza del giunto per l'azione combinata di taglio e/o momento.

      Momento di progetto in conformità con EC 3,5.4.7(3) b)
     
      MV,Rd = (1-r) fyDdWpl                    (4)
   
Condizione di equilibrio (vedi Figura 8):
     
      FRd,1 (e/2)=MV,Rd                         (5)

r
in (4) dipende dalla forza di taglio FRd,1:
        
       r
= (2FRd,1/Vpl,Rd-1)2                     (6)

con Vpl,Rd = resistenza a tranciamento del perno.

      Da (4), (5) e (6) segue:

     

con Wpl = modulo resistente plastico del perno

b) Resistenza massima a flessione del perno, ad una distanza t+vc dal bordo lastra e rifollamento
      La pressione di rifollamento sul perno si desume da EC 4,6.3.2.1.
      La pressione complessiva sul connettore a taglio alla lunghezza hD = 4d risulta:

     
PRd = 0.29 a d2 (fck Ecm)0.5/ YV       (8)

     
con a = 1.0 e YV = 1.25 in conformità con EC4.

      Per le classi di calcestruzzo di più frequente impiego i dati meccanici sono presentati nello specchio seguente:



      fck è la resistenza caratteristica da usarsi nell'equazione (8).
      Dall'equazione (8) può essere dedotta la resistenza di progetto a rifollamento (lunghezza barra = 4d):

fcd,sup = PRd/ (4d2)= 0.29 (fck Ecm)0.5/ (4 1.25)                (9)

     
La pressione per unità di lunghezza del con-nettore è di conseguenza:
                                       
                                  qcd = fcd,sup d                          (10)

Le seguenti condizioni di equilibrio devono esse-re verificate (vedi Figura 8):

FRd - TRd - qcd vc = 0                                                      (11)

Mpl,Rd - FRd (e/2 + t + vc) +TRd (vc + t/2) + qcd vc2/2 = 0      (12)


Figura 8. Momento flettente e taglio nel connettore

Le equazioni (11) e (12) possono essere risolte per vc e FRd:
vc = - (e/2+t) + [(e/2+t)2 + 2Mpl,Rd/qcd-TRd(e+t)/qcd]0.5        (13)

      FRd,2 = TRd + qcd vc                                                              (14)

      Si deve ora calcolare la resistenza di progetto TRd della lamiera frontale in acciaio.
      Un primo valore è calcolato con il rifollamento della lamiera sulla quale poggia il perno; in conformità con EC3, tavola 6.5.4, la resistenza di progetto vale:
     
      TRd,1 = 2fud tL                                                        (15)

      Un secondo valore dalla resistenza progettuale è dato dalla resistenza a trazione della lamiera
frontale e delle barre filettate annesse (vedi Figura 7):
     
      TRd,2 = fyd (bc -bL) t + 2 fysdAs                                  (16)

      Dove bc è il diametro del foro di alloggiamento del perno e Ax è l'area di una delle barre. La resistenza progettuale TRd risulta dal minimo dei due valori definiti nelle equazioni (15) e (16)

      TRd = Min (TRd,1, TRd,2)                                            (17)

      In un sistema ben dimensionato dovrebbe risultare TRd,2 minore di TRd,1, evitando quindi il collasso per rifollamento della lamiera.


c) Resistenza a compressione dei puntoni in calcestruzzo della trave di bordo
      La resistenza al taglio di una trave in cemento armato è definita in EC 2,4.3.2.4.2(3). L'equazione (15) si riferisce allo schiacciamento dei puntoni compressi

      VRd,2 = 0.5 v fcd bw 0.9 do                                         (18)

      dove

      v = 0.7 - fck/200         0.5       fck in N/mm2                 (19)

      Le due sezioni che contribuiscono alla resistenza al taglio di area b'w do, sono indicate in fig. 9 dalla quale si possono dedurre i valori

      do = h/2 + hc/2 - t - d'                                              (20)

      bw = Lc - t                                                               (21)

      In relazione alla resistenza a taglio del calcestruzzo, la resistenza progettuale del connettore è limitata a

      FRd,c = 2VRd                                                            (22)

      Risulta la resistenza a progettuale di carico del connettore:
      La resistenza progettuale di carico è data dal minore dei tre valori:
     
      FRd = Min(FRd,1, FRd,2, FRd,c)                                      (23)

      dove FRd,1 è dato dal calcolo (7), FRd,2 dal calcolo (14) e FRd,c dal calcolo (22).


Figura 9. Dati geometrici per il calcolo della resistenza a taglio del calcestruzzo




Figura 10.
Dimensioni dei corpi di prova in mm.


5. RISULTATI SPERIMENTALI

5.1. ELEMENTI DI PROVA

      Gli elementi di prova sono composti da due solette in cemento armato affacciate su un giunto. In ognuno di essi è disposto un connettore trasversalmente al giunto al fine di trasmettere le azioni di taglio (vedi Figura 10).
      Ogni serie di prove è stata effettuata con lastre di uguali caratteristiche geometriche mentrele grandezze variabili sono state lo spessore delle lastre e la larghezza dei giunti.
      Nella Tabella 1 sono schematizzate le caratteristiche geometriche, meccaniche e di resistenza delle singole prove.
      L'armatura composta di barre di acciaio S500 profilate è  stata conformemente agli schemi di  Fig. 10.
      Le caratteristiche salienti del calcestruzzo sono:
- Classe di resistenza B35/25 secondo le SIA 162 (resistenza con provini cilindrici)
- Dimensione degli aggregati da 0 a 32 mm
- Dosaggio del cemento in 300 kg/m2



Figura 11.
Sistema di carico e di misura


Non è stata richiesta nessuna caratteristica particolare per quanto riguarda il rapporto acqua/cemento, se non che la consistenza ne permettesse un'agevole messa in opera.
      Parallelamente ad ogni gettata di calcestruzzo è stata confezionata una serie di sei provini al fine di determinare le caratteristiche meccaniche del calcestruzzo al momento della prova.


5.2. PROVE DI CARICO

      La lastra principale si appoggia da un lato su un apparecchio d'appoggio a carrello e dall'altro, attraverso un connettore, ad una lastra incastrata tramite apposita struttura.
      Per le prove da V1 a V8 delle serie C122 e C130 il carico è applicato attraverso un martinetto di 1000 KN di capacità, collocato sull'asse del connettore. Questo carico puntuale è ripartito trasversalmente attraverso una putrella metallica su una linea situata a media distanza fra il giunto che separa le due parti di lastra e l'appoggio a carrello (vedi Figura 11). Nel caso della prova C140-V9 la modalità risulta identica salvo che il carico è applicato simmetricamente sull'asse del connettore tramite due martinetti di 1000 KN di capacità sulla putrella di ripartizione trasversale.


SISTEMA DI CARICO E DI MISURA

     
La forza P indotta da uno o più martinetti è misurata tramite celle di carico. La reazione R dell'appoggio a carrello è misurata da due gruppi di celle di carico (Figura 11), le forze P e R per-mettono per equilibrio di calcolare lo sforzo di taglio F che sollecita i connettori (F = P-R).
      Tre trasduttori induttivi (f1, f2, f3) ripartiti su tutta la lunghezza del giunto, misurano lo spostamento verticale relativo fra le facce del giunto.       Questi rilevatori sono collocati a 50 mm dal bordo (f1, f3) e nel mezzo della lastra in corrispondenza del connettore (f2).
      Altri due trasduttori induttivi su ciascun lato w1 e w2, corrisposti da w3 e W4) collocati orizzontalmente in corrispondenza del bordo orizzontale, misurano l'apertura del giunto.


5.3. MODALITA' DI PROVA

      Le prove sono state effettuate dopo 25 giorni di stagionatura del calcestruzzo.

     
All'inizio di ogni prova, l'insieme dei rilevatori di misura è stato settato sullo zero e questo implica che il peso proprio dei corpi di prova, non è considerato nei risultati presentati.

     
Le prove di rottura sono condotte in controllo di forze. L'incremento del carico si effettua per
passi successivi, durante i quali lo sforzo di taglio per connettore aumenta di 4 KN, poi 2 KN poi 1 KN fino all'instaurarsi dei fenomeni di rottura. Ad ogni passo i valori dei rivelatori di misura sono registrati. Le fessure sono regolarmente rilevate. Il carico è stato aumentato fino all'esaurimento della capacità portante che si manifesta con l'incremento non lineare dei cedimenti in corrispondenza del carico di rottura.
      I diagrammi carico/spostamenti sono tracciati con continuità durante ogni prova.


Figura 12. Diagramma carico/spostamenti

      Questi diagrammi permettono di apprezzare la duttilità degli elementi di prova a partire dal rapporto degli spostamenti verticali f1,max,mesurè / f1,0.8 corrispondente a Pmax e 0.8 Pmax per dei valori del rapporto f1,max,mesurè / f1,0.8 superiori a 2 il comportamento è considerato come duttile.


6. RISULTATI DELLE PROVE

6.1. FESSURAZIONE, MODALITA' DI ROTTURA

     
In tutti i casi la rottura si è prodotta nel calcestruzzo. I connettori hanno subito una deformazione a forma di "s" in corrispondenza del giunto, tuttavia non si è costatato alcun segno di rottura in questi elementi.
      Per tutte le prove il meccanismo di crisi è stato innescato da una rottura locale del calcestruzzo al di sopra del connettore (Figura 13).


Figura 13. Traccaiati delle fessure.

      La prima fessura (fessura principale) appare sulla faccia superiore della lastra lungo l'asse del connettore.
      Sulle facce verticali del giunto, alcune fessure si sono sviluppate a partire dal connettore in direzione dell'estradosso, con un angolo di 45°. Durante questa fase, la fessura principale sulla faccia superiore lungo l'asse del connettore, si è prolungata e si è aperta fino a che le fessure verticali hanno raggiunto il bordo superiore. A partire da questo livello di carico cominciano a formarsi delle nicchie d'ammorsamento; la fessura principale nell'asse del connettore si stabilizza (poiché è situata nella nicchia d'ammorsamento); i movimenti verticali fra i bordi del giunto aumentano considerevolmente anche per deboli incrementi di carico. Successivamente il cuneo di calcestruzzo al di sopra del connettore si separa dal resto della lastra per l'eccessiva fessurazione.
      La Figura 13 presenta delle foto di elementi dopo la rottura, con i tracciati delle fessure.


6.2. CARICHI DI ROTTURA

     
Per ogni prova vengono tracciati i diagrammi caricospostamento sia per i movimenti verticali che per l'apertura orizzontale del giunto (fig. 15). nei diagrammi si danno anche indicazioni sull'apertura delle fessure principali.




Figura 14.
Diagrammi carico-spostamento.


      Il carico di rottura per connettore, i movimenti corrispondenti, l'indicazione sulla duttilità, il modo di rottura di ciascun corpo di prova, sono riassunti nella Tabella 2.


7. CONCLUSIONI

      Per gli elementi di prova in esame il comportamento fino alla rottura è stato duttile. La rottura è sopravvenuta ad un livello di carico per il quale i movimenti verticali fra i bordi del giunto proseguivano a carico costante.
      La rottura si è prodotta per la formazione di una nicchia di ammorsamento per la fessurazione del calcestruzzo superiore a dimostrazione dell'avvenuta plasticizzazione degli elementi metallici costituenti il sistema di connessione (perni, lamiere frontale, barre filettate).
      Si conferma quindi l'attendibilità del modelli di comportamento a rottura presentato che fornisce valori di resistenza di calcolo inferiori a quelli sperimentali con una differenza pressoché costante del rapporto FR,calc /FR,test = 1.19.


Figura 15.
Corpo di prova, indicazioni sulle carpenterie ed i ferri di armatura.


BIBLIOGRAFIA

[1]. E. VINTZELEOV, T. P. TASSIOS, "Mechanisms of load transfer along interfaces in Reinforced Concrete: prediction of shear force vs. shear displacement curves", Studi e Ricerche n° 7, Italcementi Bergamo, 1985

[2]. -, "Assessment of Concrete Structures and Design Procedures for Upgrading (Redes-ign)", CEB Bulletin d'Information n° 162, August 1983

[3]. S. DEI POLI, M. DI PRISCO, P.G. GAMBAROVA, "Shear Response, Deformations and Subgrade Stiffness of a Dowel Bar Embedded in Concrete", ACI Struct. Jour. Nov.-Dec. 1992.

[4]. UNI-ENV- 1993.1.1 "Eurocodice 3, progettazione delle strutture in acciaio", gennaio 2000

[5]. UNI-ENV- 1994.1.1 "Eurocodice 4, progetta-zione delle strutture composte acciaio-calcestruzzo", febbraio 1995

[6]. UNI-ENV- 1992.1.1 "Eurocodice 2, progettazione delle strutture in calcestruzzo", gennaio 1993




 

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