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

INDAGINE SPERIMENTALE SUL COMPORTAMENTO

DEI SISTEMI DI ANCORAGGIO NEL CALCESTRUZZO


SILVIA LOCATELLI -  GL Locatelli
STEFANO UTILI, - GL Locatelli


SUMMARY


     The bearing capacity of a channel bar anchored by studs and fully embedded in concrete blocks has been investigated by experimental tests run at the Politecnico of Milan (Material Testing Laboratory). Several specimens have been tested according to different conditions: location of tension force (between two studs, in correspondence of one stud, exterior to studs) and use of reinforced or plain concrete blocks. Depending on the location of the tension force applied, different failure mechanisms occur. Theoretical predictions have been made by use of limit analysis and according to prescriptions of CEB Bulletin (n 216) in case of failure mechanisms developing within steel and within concrete respectively. The experimental results showed good agreement with the theoretical predictions.



1. INTRODUZIONE

     L’impiego di profili di ancoraggio per fissare elementi non strutturali (tubi, cavi elettrici, ecc.) a strutture in calcestruzzo, per controventare pannelli di tamponamento a elementi portanti (pilastri, travi di bordo, solette di interpiano), e per realizzare collegamenti in genere è oggigiorno di uso comune in edilizia. Inoltre, data l’attuale tendenza del mondo delle costruzioni verso un uso sempre più spinto della prefabbricazione, si può pronosticare che l’impiego di tali sistemi sia destinato a crescere in futuro.
     Il profilo di ancoraggio può essere soggetto a diversi tipi di azioni (trazione e taglio) a seconda del suo impiego. La ricerca svolta si è concentrata sulla determinazione della capacità portante a trazione. In funzione della posizione del tiro applicato lungo il profilo, possono avere luogo diversi meccanismi di rottura: locale (slabbramento) o globale, caratterizzati dalla rottura del calcestruzzo o dell’acciaio. Data la scarsità di riferimenti nelle normative tecniche nazionali e internazionali e più in generale nella letteratura tecnica, non è possibile prescindere dalla sperimentazione per investigare il comportamento a rottura del sistema d’ancoraggio. Il profilo investigato è il GP40/221 caratterizzato da una sezione a semplice simmetria sul cui dorso sono fissati i chiodi che ne garantiscono l’ancoraggio nel calcestruzzo (vedi fig. 1).



Figura 1.
Spezzone del profilo di ancoraggio.

 

     Questa ricerca è stata condotto dall’azienda GL Locatelli di Turate (Como), in collaborazione con il Politecnico di Milano – Dipartimento di Ingegneria Strutturale. La ricerca aveva l’obiettivo di approfondire la conoscenza del comportamento del sistema di ancoraggio in modo da incrementarne il livello di sicurezza e fornire strumenti di calcolo attendibili per la progettazione di nuovi ancoraggi.



2. ANALISI TEORICA

     L’analisi teorica si è svolta secondo i criteri tipici dell’analisi limite, per tutti i meccanismi collegati alla crisi lato acciaio (formazione di cerniere plastiche lungo il profilo, rottura dei chiodi di ancoraggio annegati nel calcestruzzo, slabbramento del profilo in corrispondenza della testa della vite di collegamento), mentre per i meccanismi lato calcestruzzo (rottura a cono del cls, crisi per pull-out del chiodo di ancoraggio) il calcolo si è basato sulle indicazioni del Bollettino CEB n° 216.


2.1.  CAPACITA’ PORTANTE IN FUNZIONE DEI MECCANISMI DI COLLASSO

     Per quanto riguarda i meccanismi di rottura globali, l’attivazione di un meccanismo rispetto agli altri dipende dalla posizione del tiro applicato al profilo.
     1) Tiro in corrispondenza dei chiodi o tra essi. I meccanismi di rottura lato acciaio (duttili), sono di due tipi: snervamento del chiodo di ancoraggio e formazione di una cerniera plastica in corrispondenza del chiodo più distante dalla posizione di tiro (fig. 2a) oppure formazione di tre cerniere plastiche (fig 2b). Nel primo caso, l’analisi limite fornisce la seguente espressione per il tiro a rottura:


con Ach area della sezione trasversale del chiodo di ancoraggio, fs,ch valore di snervamento del chiodo, Mpl,1 momento plastico del canale con labbri compressi e x distanza dalla mezzeria. Nel secondo caso, l’analisi limite fornisce:



con Mpl,2 momento plastico del canale con labbri tesi. Si noti che se il profilo si comportasse come una trave, validità dell’ipotesi cinematica relativa alle sezioni rette che devono rimanere piane durante il processo deformativo, si avrebbe che Mpl,1 = Mpl,2 = aME , con a fattore di forma della sezione e ME momento al limite elastico. Tuttavia ciò non si verifica: Mpl,1 ¹ Mpl,2 ¹ aME; e per determinare i due momenti plastici si è ricorso ad un metodo sofisticato.



Figura 2a. Meccanismo di collasso lato acciaio per tiro vicino ai chiodi: snervamento del chiodo di ancoraggio e formazione di una cerniera plastica in corrispondenza del chiodo più lontano.

 


Figura 2b. Meccanismo di collasso lato acciaio per tiro vicino alla mezzeria: formazione di tre cerniere plastiche in corrispondenza del punto di applicazione del tiro e della posizione dei chiodi.

 

     Per quanto riguarda i meccanismi lato calcestruzzo (fragili), si può assistere alla formazione di un cono di rottura in corrispondenza di un chiodo (fig 2c) o alla rottura per schiacciamento (crushing) del calcestruzzo compresso al di sopra della testa del chiodo (fig 2d). Il calcolo si è svolto secondo le indicazioni del bollettino CEB n° 216 e trascurando il contributo della formazione della cerniera plastica nel chiodo più vicino alla posizione di tiro. Nel primo caso, si ottiene:

 

dove hef è la profondità dell’ancoraggio (somma dell’altezza del canale e della lunghezza del chiodo) e  ycr un coefficiente che vale 1 per cls fessurato e 1.4 per cls non fessurato. Nel secondo caso, si ottiene:


  


con k=7.5 per cls fessurato e k=11 per cls non fessurato ftesta.e  fstelo diametri di testa e stelo del chiodo.

 

Figura 2c. Meccanismo di collasso lato calcestruzzo per tiro vicino ai chiodi: rottura a cono del cls.

 

Figura 2d. Meccanismo di collasso lato calcestruzzo per tiro vicino ai chiodi: rottura per pull-out.

 

     2) Tiro esterno ai chiodi. Il meccanismo di collasso è attivato dalla formazione di una cerniera plastica in corrispondenza del chiodo più vicino al tiro (fig 2e). Pertanto il tiro massimo è dato da:
  


con Mpl,1 momento plastico del canale con labbri compressi e x distanza dal chiodo.



Figura 2e. Meccanismo di collasso per tiro esterno ai chiodi: si sviluppa una cerniera

plastica in corrispondenza del chiodo più vicino.

 

     Meccanismo locale (slabbramento). Questo meccanismo è caratterizzato dalla formazione di cerniere plastiche longitudinali al profilo in corrispondenza della testa della vite. I labbri del canale vengono progressivamente piegati all’insù (slabbramento) fino alla completa fuoriuscita della vite dal profilo. Il carico di collasso è stato calcolato assumendo la formazione delle cerniere illustrate in fig. 3. Assumendo che il collasso per slabbramento avvenga con la testa della vite appoggiata ad una delle due pareti verticali del canale (massima eccentricità possibile), dall’analisi limite si ottiene:



dove: w è il gioco tra profilo e testa della vite, t lo spessore del canale, c la lunghezza del labbro del canale, b la larghezza della testa della vite e  mpl = t2fy/4 il momento plastico lungo le cerniere cilindriche del meccanismo. L’eq. (6) è stata ricavata avendo trascurato le azioni taglianti. Un modo semplice per tenere in conto l’interazione tra taglio e momento, è quello di ipotizzare una distribuzione del taglio lungo alcune cerniere cilindriche (quelle in direzione longitudinale) e considerare una tensione di snervamento ridotta 
, criterio di Von Mises) per queste cerniere. In questo modo si perviene ad una espressione del carico massimo:


 

la cui soluzione si determina iterativamente.



Figura 3.
Meccanismo di collasso per slabbramento del profilo.



3. INDAGINE SPERIMENTALE

     In questa sezione si descrive la campagna di indagine sperimentale svolta grazie a cui si è determinato il carico di rottura a trazione del profilo di ancoraggio in funzione dei diversi meccanismi di collasso attivati.
     I provini utilizzati per le prove sono costituiti da parallelepipedi di calcestruzzo di sezione 250x250 mm di lunghezza pari a 800 mm nei quali sono stati posizionati 4 profili: uno per ciascuna delle facce laterali. Le dimensioni della sezione sono state scelte pari allo spessore (minimo) delle solette di interpiano in cui frequentemente si inseriscono i profili di ancoraggio per le facciate.


3.1. TIRO IN CORRISPONDENZA DEL CHIODO DI ANCORAGGIO

     Ciascun profilo è stato ancorato per mezzo di due chiodi dei quali uno è solidale al profilo stesso mentre l’altro non è vincolato in alcun modo al profilo. La prova consiste nell’estrazione del chiodo, non vincolato al canale, dal blocco di calcestruzzo in cui è ancorato.
     Per trasmettere il tiro al chiodo, è stato ad esso saldato un manicotto collegato alla macchina di prova. In asse al manicotto è avvitato un piatto metallico di forma circolare. Per misurare lo spostamento del piatto, sono stati posizionati quattro trasduttori induttivi (LVDT) in punti opposti su due diametri tra loro perpendicolari. La media dei valori registrati fornisce lo spostamento del chiodo. In questo modo si è tenuto conto di eventuali rotazioni dovute ad assestamenti che influenzino la verticalità dell’asse della vite. Lo spostamento della superficie di calcestruzzo è misurato tramite altri due LVDT posizionati alla medesima distanza dall’asse di carico. I sei strumenti sono tenuti in posizione da un telaio che appoggia su una dima di acciaio appoggiata al provino senza interferire con il profilo. Il tiro applicato è misurato per mezzo di una cella di carico montata sulla macchina di prova. I blocchi di calcestruzzo sono tenuti fermi da ritegni metallici posizionati alle loro estremità.
     Le prove di estrazione del chiodo sono state svolte sia in un provino non armato che in uno armato.
     1) Provino non armato. Nel corso di una prova si è assistito alla rottura del gambo del chiodo (fig. 6), nel corso di una seconda prova si è verificata la rottura a cono del calcestruzzo (fig. 7) mentre altre due prove non sono risultate valide a causa del cedimento della saldatura tra il chiodo ed il manicotto collegato al dispositivo di carico. Per quanto riguarda la rottura del cls, il meccanismo di rottura è costituito da una porzione di superficie conica e non da un cono intero. Infatti, come si può osservare in fig. 7, la larghezza del provino in rapporto alla profondità dell’ancoraggio è troppo ridotta perché si possa sviluppare un cono.

 


Figura 6.
Porzione di chiodo estratta: è visibile la strizione della sezione.

 


Figura 7.
Superficie di frattura del cono.

2) Provino armato. Nel corso delle prove, si è assistito alla rottura a cono del calcestruzzo.


3.2.  TIRO AL CENTRO DEL PROFILO

     Le prove sono state eseguite utilizzando una vite del sistema di fissaggio posizionata nella mezzeria della luce tra i chiodi. La vite è sottoposta a trazione fino alla sua completa fuoriuscita. Le modalità di vincolo e la strumentazione usata sono le stesse di quelle già descritte in § 3.2.1. In tutte le prove si è assistito alla formazioni di un meccanismo di collasso a tre cerniere plastiche (fig. 8). Questo meccanismo di collasso garantisce buona duttilità come si evince dalla fig. 9 in cui si mostrano i valori di carico e spostamento registrati durante le prove.

 


Figura 8.
Profilo sottoposto a tiro applicato in mezzeria: fine prova.

 


Figura 9.
Diagramma carico – spostamento per profilo sottoposto a trazione in mezzeria.


3.3.  TIRO ESTERNO AL CHIODO

      Le prove sono state eseguite utilizzando una vite del sistema di fissaggio posizionata esternamente ai chiodi. La vite è sottoposta a trazione fino alla sua completa fuoriuscita. Sono state eseguite alcune prove facendo variare la distanza del tiro dal bordo del profilo. In fig. 10a si può vedere il profilo al momento della fuoriuscita della vite, mentre in fig. 10b è ben visibile la situazione a fine prova.

 


Figura 10a. Profilo sottoposto a tiro applicato esternamente ai chiodi: fuoriuscita della vite.

 


Figura 10b. Profilo sottoposto a tiro applicato esternamente ai chiodi: fine prova.


3.4. MECCANISMO LOCALE

      Le prove sono state condotte sul solo canale. Il profilo è stato vincolato da due ritegni metallici posti ad una distanza nettamente inferiore rispetto all’interasse tra i chiodi (70 mm al posto di 250 mm) al fine di evitare che il meccanismo di slabbramento sia influenzato dalla flessione longitudinale del profilo.
     In asse alla vite che esercita il tiro, è avvitato un piatto metallico di forma circolare.  Per misurare lo spostamento del piatto due trasduttori potenziometrici sono stati installati in due punti diametralmente opposti. Lo spostamento è stato calcolato come media dei valori rilevati dai trasduttori. Attraverso due basi magnetiche i trasduttori sono vincolati al sistema di riferimento assoluto costituito dalla base della macchina di prova.

 


Figura 11. Rottura per slabbramento del profilo: fine prova.

 

     Questo meccanismo è caratterizzato da duttilità limitata in confronto agli altri meccanismi di collasso lato acciaio, come si evince comparando il diagramma di carico - spostamento registrato (fig. 12) con quello relativo al caso di tiro applicato al centro e conseguente formazione di tre cerniere plastiche (fig. 9).

 

Figura 12. Diagramma carico – spostamento del profilo soggetto a rottura per slabbramento.



4. CONFRONTO DELLE ANALISI TEORICA E SPERIMENTALE

     In questo paragrafo si mostra il confronto svolto per le diverse situazioni di carico analizzate, tra le predizioni teoriche della capacità portante del profilo, ottenute con l’analisi limite e le equazioni del bollettino CEB, ed i valori di capacità portante ricavati dalle prove sperimentali eseguite.


4.1.  TIRO IN CORRISPONDENZA DEI CHIODI O TRA ESSI

 

     Nel caso in cui il tiro sia applicato in mezzeria il meccanismo che si attiva è quello relativo alla formazione di tre cerniere plastiche. La rottura determinata sperimentalmente è molto vicina ai valori predetti dalla teoria come si evince dalla tabella 2.

Tabella 2. Carichi a rottura, sperimentali e teorici, per tiro in mezzeria.

 

     Nel caso in cui il tiro sia applicato in corrispondenza di un chiodo, i meccanismi di rottura trovati sono stati: la rottura a cono del calcestruzzo e la rottura del chiodo di ancoraggio. In tutte le prove svolte, non si è mai verificata la rottura per pull-out del chiodo. Questo risultato è in pieno accordo  con l’analisi teorica. Infatti, calcolando il tiro a rottura in base alle Eq. (3) e (4), il valore corrispondente alla rottura per pull-out risulta sempre maggiore di quello relativo alla rottura a cono.
     Per quanto riguarda i due meccanismi di rottura verificati sperimentalmente, in tabella 3 si è riportato il confronto tra valori teorici e valori sperimentali. L’accordo che si riscontra è sicuramente soddisfacente nel caso di rottura per snervamento del chiodo di ancoraggio e un po’ meno nel caso di rottura del calcestruzzo. Tuttavia va detto che la rottura del calcestruzzo deve essere evitata, in quanto meccanismo fragile e pertanto il dato di maggiore interesse è costituito dalla rottura per snervamento del chiodo che si dimostra poter essere predetto con un ottimo grado di accuratezza.

 


Tabella 3. Carichi a rottura, sperimentali e teorici, per tiro in asse ad un chiodo.
I valori teorici contrassegnati da * sono quelli da confrontare.

 

4.2.  TIRO ESTERNO AI CHIODI

    
     In questo caso si ha uno scostamento significativo delle predizioni teoriche dai valori ricavati sperimentalmente (vedi tabella 2). Ciò può essere imputato al fatto che durante la prova la distanza tra asse di tiro e chiodo varia (il profilo è soggetto ad una forte inflessione, vedi fig. 10b) e che il meccanismo di rottura globale (flessione del provino) interagisce in maniera significativa con il meccanismo locale di slabbramento. Tuttavia la condizione di lavoro per cui il profilo è stato progettato (e quindi la condizione prescritta nelle specifiche tecniche) è quella in cui il carico viene applicato internamente o in corrispondenza dei chiodi (zona utile).
     Infine, i valori di carico a rottura trovati mostrano che questa zona del profilo è molto meno resistente della zona utile.


Tabella 4. Carichi a rottura, sperimentali e teorici, per differenti posizioni del tiro esterno al chiodo.


4.3.  ROTTURA PER SLABBRAMENTO

     In accordo alle prove svolte, la resistenza allo slabbramento è risultata indipendente dal gioco iniziale w0 tra testa della vite e parete verticale del canale (vedi tabella 3). Questo è dovuto al fatto che durante l’esecuzione delle prove, la distanza tra testa della vite e la parete verticale del canale aumenta fino ad un valore effettivo di circa 1,4 mm. Se la resistenza allo slabbramento è calcolata assumendo una distanza pari al valore finale misurato durante la prova e non a quello di inizio prova, si riscontra un ottimo accordo tra predizioni teoriche e sperimentali (fig. 13). Infine, per i valori di distanza finali in gioco, si vede che l’Eq. (7) fornisce valori di portata prossimi a quelli dati dalla Eq (6). Pertanto, l’interazione tra taglio e momento può essere trascurata e la più semplice espressione (Eq. (6)) si dimostra valida per valutare la resistenza del profilo allo slabbramento.

 

Tabella 5. Carichi a rottura, per diversi valori di gioco vite - profilo iniziale.


Figura 13. Carico massimo in funzione del gioco vite - profilo: confronto teorico-sperimentale.



5. CONCLUSIONI E INDICAZIONI PROGETTUALI

     Si è visto che la convergenza riscontrata tra le predizioni teoriche ed i valori sperimentali dipende fortemente dai meccanismi di rottura coinvolti. Questa risulta molto soddisfacente per tutti i meccanismi duttili (lato acciaio) ad eccezione del caso di tiro esterno ai chiodi, caso che è lecito trascurare dato che i profili sono progettati per essere utilizzati all’interno dei chiodi (zona utile).
     In conclusione, grazie alla ricerca svolta, si è determinato un modello di calcolo adatto per ottimizzare le prestazioni di un profilo di ancoraggio sulla base delle sue caratteristiche meccaniche e geometriche. In questo modo, è possibile condurre prove sperimentali esclusivamente al fine di verificare (certificare) la portata del profilo progettato in base al modello elaborato.



6. RINGRAZIAMENTI

     Si ringrazia vivamente il prof. M. Di Prisco ed i suoi collaboratori F. Iorio, M. Mauri e M. Scola per lo studio condotto (vedi 02).



7. BIBLIOGRAFIA

[01] CEB: Bollettino d'informazione n. 216 “Fastenings to Concrete and Masonry Structures. State of the Art Report” - printed revised hardbound edition of Bulletins 206 and 207, Thomas Telford Ltd, London, 1994.

[02] M. Di Prisco, F. Iorio, M. Mauri, M. Scola
Relazione tecnica “Ottimizzazione dell’apparecchio per il fissaggio GL40/221”, D.I.S. Politecnico di Milano, 2002.

[03] M. Di Prisco, F. Iorio, M. Mauri, M. Scola
, “Fracture Mechanics in the Design of Precast Connections”, in Fracture Mechanics of Concrete Structures, (2), Li, Leung, Willam, Billington Eds., B.L. Schmick & A.D. Pollington, USA, 2004.

 

 

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