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Estratto dagli atti del 16° Congresso C.T.E. Parma, 9-10-11 novembre 2006

VERIFICHE SPERIMENTALI SU TRAVI IN C.A.P. DI SOSTEGNO
DI SOLAI REALIZZATI CON COPPONI NERVATI


NATALINO GATTESCO, Universitą di Trieste
GIULIA PICCOLI, SPAV Prefabbricati, Martignacco, Udine



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SUMMARY

An experimental investigation was carried out on two beam-column corbel joints and on a prestressed L-shaped beam of a prefabricated structural system for multi-storey buildings used in the new building for Regional Offices in Udine. The study was mainly aimed to evaluated the effectiveness of the joint in transferring shear and bending moment and to study the behavior of a prestressed L-shaped beam loaded on the flange by the prestressed ribbed elements used for floors. The tests were carried out on full scale specimens using experimental apparatus able to represent as confidently as possible the actual restraints and loading conditions. The results of the tests carried out on beam-column joints evidence a significantly greater joint capacity with respect to that evaluated theoretically, due to the favourable effect of some resistance mechanisms that develop in the corner between the column and the corbel. The presence of lap splices, with bars disposed in a plane parallel to the top edge of the beam, was also considered in one of the two joint specimens. The results of the bending test on the prestressed beam evidence that no brittle mechanisms occur before the yielding of tendons, so that good ductility was noted. Actually, the beam collapsed by punching on the flange in correspondence of one concentrated load, simulating that of one rib of floor elements, but it occurred after significant plastic deformations were developed.


1. INTRODUZIONE

Nella progettazione di strutture prefabbricate in cemento armato riguardanti edifici di tipo strategico (coefficiente di protezione sismica 1.4), per il rispetto delle verifiche allo stato limite ultimo e soprattutto per quelle allo stato limite di danno, frequentemente si rende necessaria l’adozione di un sistema con nuclei di controvento e telai a nodi rigidi, realizzati solidarizzando travi e pilastri in corrispondenza dei nodi di intersezione [01÷03].
La continuità dei pilastri nei confronti dell’azione flettente può essere ottenuta inserendo le barre del pilastro superiore all’interno di fori presenti nel pilastro inferiore e solidarizzando con malta cementizia a ritiro compensato. La continuità flessionale delle travi può essere ottenuta inserendo le barre alle estremità delle travi entro fori presenti nei pilastri in direzione perpendicolare all’asse e solidarizzandole mediante malta cementizia a ritiro compensato. Il taglio viene trasmesso ai pilastri mediante opportune mensole tozze sporgenti dai pilastri stessi. Frequentemente, per limitare l’ingombro delle mensole all’intradosso del solaio, le travi presentano agli estremi una riduzione di sezione tale da limitare al minimo la sporgenza delle mensole tozze rispetto alla quota del lembo inferiore corrente delle travi stesse.
Le strutture del corpo principale del nuovo Palazzo della Regione di Udine prevedono un’ossatura costituita da pilastri disposti ad un interasse di circa 8.00 m, da travi a T rovescio, sugli assi interni, da travi a L, sul perimetro, e da solai formati con copponi nervati in c.a.p. Per conferire resistenza e rigidezza nei confronti delle azioni orizzontali di origine sismica sono presenti quattro elementi scatolari in calcestruzzo gettati in opera, dove trovano collocazione le scale e gli ascensori. Le travi presentano una sezione ridotta in corrispondenza dell’appoggio sulle mensole tozze che sporgono dai pilastri.
Per verificare l’efficacia del collegamento trave-pilastro, nei confronti del trasferimento di momento flettente e taglio, e per studiare il comportamento di una trave di bordo a L soggetta al carico eccentrico dei copponi nervati, sono state eseguite alcune indagini sperimentali su elementi in scala reale.


2. NODO TRAVE-PILASTRO

Il sistema strutturale principale del fabbricato in argomento prevede che le travi vengano solidarizzate al pilastro in modo da essere in grado di contrastare la rotazione relativa. In particolare le travi presentano una riduzione di sezione agli estremi e poggiano su mensole tozze che sporgono dai pilastri. Le staffe delle travi prefabbricate sporgono dall’estradosso per consentire di alloggiare le armature superiori aggiuntive e di favorire la solidarizzazione con la soletta di completamento. Le armature aggiuntive vengono solidarizzate ai pilastri mediante il loro inserimento in fori precostituiti e con iniezione di malta cementizia a ritiro compensato.
Le prove sperimentali avevano lo scopo di verificare: a) l’efficacia della solidarizzazione delle barre al pilastro, b) che la rottura del collegamento non fosse dovuta al taglio nella zona a sezione ridotta della trave e c) che la rottura della mensola tozza non accadesse prima del cedimento per flessione del nodo.

2.1. Campioni di prova

Sono stati confezionati due campioni di prova seguendo nella loro preparazione le stesse fasi operative della struttura reale, partendo dagli elementi prefabbricati separati (travi e pilastri). Ogni campione comprende due travi rettangolari, aventi sezione da 46x40 cm e lunghezza 300 cm, in calcestruzzo fck = 45 MPa, con 12 cm di getto di completamento in calcestruzzo fck = 29 MPa; le travi presentano una riduzione di sezione in corrispondenza dell’appoggio al pilastro (42x40 cm). Le due travi vengono fissate ad un unico pilastro ad una distanza reciproca di 158 cm. Il pilastro ha sezione di 50x50 cm ed è provvisto di due mensole tozze sporgenti di 25 cm e di altezza 30 cm sulle quali sono fissate le travi con due barre filettate M24 (Fig. 1). Il calcestruzzo dei pilastri è fck = 41 MPa; le armature longitudinali sono costituite da 6+6 f 26 sui lembi esterni e 2 f 26 a metà sezione.
Nella parte di getto di completamento delle travi sono alloggiate 4 barre f 26 in acciaio FeB44k, i cui valori medi delle tensioni di snervamento e rottura sono stati ricavati sperimentalmente (fy = 535 MPa, ft = 682 MPa). Per la loro solidarizzazione al pilastro sono inserite in appositi fori, praticati mediante tubi in lamierino corrugato da 51/56 mm inseriti durante il getto dei pilastri, e iniettate con malta cementizia a ritiro compensato (EMACO S55). L’efficacia di tale collegamento è stata verificata mediante prova di estrazione (pull-out) condotta utilizzando una barra f 26 ancorata in un elemento in calcestruzzo di sezione 25x50 cm. Tale prova ha evidenziato il raggiungimento della rottura della barra senza mostrare alcun cedimento dell’aderenza.
Nel campione 1 le barre superiori della trave sono prive di giunzioni, mentre nel campione 2 sono giuntate per sovrapposizione per una lunghezza di 110 cm a partire da circa 30 cm dal pilastro, con gli assi delle barre che stanno tutti in uno stesso piano parallelo al lembo superiore della trave. I dettagli principali dei campioni sono illustrati in Fig. 1.


Figura 1. Dettagli dei campioni di prova


2.2. Apparato sperimentale

Per trasmettere al nodo trave-pilastro una sollecitazione composta di flessione e taglio è stata applicata una forza concentrata agente perpendicolarmente alla trave ad una certa distanza dal filo del pilastro. Per applicare tale forza sono stati utilizzati due martinetti idraulici inseriti in un dispositivo metallico guida che aveva il compito di mantenere allineati gli assi dei due martinetti. Alle estremità dei martinetti sono state provviste due cerniere per permettere rotazioni relative tra l’asse della trave e l’asse di carico (Fig. 2). I martinetti sono azionati mediante pompa idraulica elettrocomandata. La misura della forza applicata è stata rilevata mediante trasduttore di pressione, con fondo scala di 500 kN, collegato ad una centralina di acquisizione interfacciata con un computer portatile.
Per la misura degli spostamenti dei punti di applicazione del carico, rispetto ad un sistema di riferimento fisso, sono stati utilizzati due trasduttori potenziometrici da 150 mm di corsa (T1, T2). Sono stati utilizzati altri 7 trasduttori potenziometrici da 50 mm di corsa per rilevare gli spostamenti del lembo superiore delle travi in prossimità del nodo (T3, T4), gli spostamenti relativi tra trave e pilastro all’altezza delle barre di armatura superiori della trave a entrambi i lati (TA÷TC e TB÷TD) e l’inflessione del pilastro nella zona centrale (T5) dovuta alle coppie contrapposte provocate dalle travi (Fig. 3).


Figura 2. Sistema di carico


Figura 3. Disposizione strumenti per la misura degli spostamenti.


2.3. Risultati

Per sottoporre il nodo trave-pilastro ad una sollecitazione composta di flessione e taglio è stata applicata una forza concentrata agente perpendicolarmente alla trave nel piano formato dagli assi di trave e pilastro posta a distanza di 100 cm dal filo del pilastro, nel primo campione, e a 250 cm dal filo del pilastro, nel secondo campione (Fig. 1). Tale scelta è stata fatta, nel primo caso, per raggiungere un valore di taglio massimo in corrispondenza del momento massimo confrontabile con il valore del massimo taglio previsto in esercizio nella struttura reale e quindi verificare anche l’efficacia della mensola tozza del pilastro e della parte di trave a sezione ridotta (estremità). Nel secondo caso si voleva invece verificare l’efficacia della giunzione per sovrapposizione delle barre superiori della trave per cui è stata simulata la condizione di carico che rende massimo il tratto di trave soggetto a momento negativo.


2.3.1. Campione 1


E’ stato incrementato il carico fino al raggiungimento della rottura del campione; in corrispondenza di opportuni valori del momento si è proceduto ad uno scarico e ricarico. Questi valori corrispondono al momento limite di esercizio, al momento ultimo di calcolo e al momento di rottura calcolato utilizzando i valori di resistenza effettivi dei materiali. In particolare i passi di carico sono stati 180 kN, 260 kN, 350 kN e la capacità portante massima è risultata pari a 506 kN, corrispondenti rispettivamente ai seguenti valori del momento nel nodo trave-pilastro: 180 kNm, 260 kNm, 350 kNm e 506 kNm.
I principali risultati della prova sono espressi in forma grafica nella Fig. 4, dove è illustrato il carico in funzione dello spostamento orizzontale dei due punti di applicazione del carico riferito ad un sistema di riferimento fisso a terra, spostamenti rilevati con i trasduttori T1 e T2 (Fig. 3). Le curve di figura mostrano un evidente primo cambio di pendenza fra i 60 kN e gli 80 kN, dovuto all’inizio della fessurazione del pilastro e della trave, quindi si ha un andamento che si discosta poco dal lineare fino a circa 400 kN. Per valori superiori, la presenza di significative deformazioni plastiche dovute prevalentemente allo snervamento delle barre di armatura, piega le curve fino a farle diventare orizzontali. Le curve di scarico mostrano un comportamento complessivamente lineare.


Figura 4. Diagramma tra carico e spostamento dei punti di applicazione del carico (campione 1).

La prova è stata terminata per il cedimento a taglio della porzione di pilastro interessata dalla coppia della sezione di unione trave-pilastro (Fig. 5) che ha comportato la riduzione di resistenza evidenziata nel grafico. Nella trave in corrispondenza del nodo non sono stati evidenziati significativi segni di dissesto, per cui ulteriori rotazioni plastiche sarebbero state possibili, se non avesse ceduto il pilastro. Per evitare questo cedimento anticipato, sarebbe stato necessario sottoporre il pilastro ad una presollecitazione di compressione almeno pari alla massima forza applicata con i martinetti.


Figura 5. Fessurazione diagonale nel pilastro in corrispondenza del collegamento della trave

2.3.1. Campione 2

Come per il campione 1, prima di portarlo a rottura sono stati eseguiti dei cicli di scarico-ricarico per valori di momento nel nodo trave-pilastro pari a 180 kNm, 260 kNm, 350 kNm, corrispondenti rispettivamente ai carichi di 71 kN, 106 kN e 142 kN. La capacità portante massima è risultata pari a 200 kN, corrispondente al momento nel nodo trave-pilastro di 500 kNm.
I principali risultati sono espressi in forma grafica nella Fig. 6, dove è illustrato il carico in funzione dello spostamento orizzontale dei due punti di applicazione del carico riferito ad un sistema di riferimento fisso a terra, spostamenti rilevati con i trasduttori T1 e T2 (Fig. 3). Le curve di Fig. 6 mostrano un evidente cambio di pendenza fra i 25 e i 35 kN, dovuto all’inizio della fessurazione del pilastro e della trave, seguito da un andamento pressoché lineare fino a circa 170 kN. Per valori superiori del carico la curva tende ad appiattirsi fino a diventare quasi orizzontale; La presenza di significative deformazioni plastiche, dovute sia all’estensione della fessurazione del calcestruzzo che allo snervamento delle barre di armatura, comporta una marcata riduzione di pendenza della curva fino a diventare quasi orizzontale. Le curve di scarico e ricarico mostrano un andamento pressoché lineare.
Al raggiungimento di un valore del carico di 200 kN, corrispondente ad un momento nel nodo di 500 kNm, si è verificato lo spacco del calcestruzzo, in un piano contenente le barre di armatura tese della trave, che si estende per tutta la lunghezza di ancoraggio per sovrapposizione delle barre (Fig. 7), provocando una brusca riduzione del carico. A fine prova è stata rimossa senza difficoltà la parte di calcestruzzo che ricopriva le barre in corrispondenza dell’unione per sovrapposizione. Le pressioni radiali provocate dall’aderenza hanno causato la rottura a trazione delle esigue parti di calcestruzzo comprese fra le barre con conseguente distacco dell’intero copriferro.
Il nodo di sinistra manifesta a fine prova un notevole danneggiamento del calcestruzzo nell’angolo tra pilastro e mensola tozza (Fig. 8).


Figura 6. Diagramma tra carico e spostamenti dei punti di applicazione del carico (campione 2)


Figura 7. Fessurazione da spacco longitudinale nella trave


Figura 8. Cedimento nodo trave-pilastro (campione 2)

Si evidenzia che la resistenza del nodo è data principalmente dal braccio della coppia interna della sezione di trave a contatto con il pilastro (TI÷CI) ma anche da contributi aggiuntivi dovuti alle coppie formate dalla forza di attrito trave-pilastro (TII), nella zona delle compressioni, con la compressione (CII), all’estremità della mensola, e dalla trazione (TIII), nelle barre filettate di fissaggio della trave alla mensola, con la compressione (CII) all’estremità della mensola (Fig. 9).
Infatti, il momento ultimo ottenuto coi valori di calcolo delle resistenze dei materiali della trave (fcd=28.7 MPa e fyd=274 MPa) è pari a 262 kNm, e il momento ultimo calcolato con i valori delle resistenze medie effettive (fcm=46 MPa e fym=535 MPa) è pari a 369 kNm. Invece, il valore del momento di collasso è risultato molto più elevato (~500 kNm).


Figura 9. Coppie resistenti nel nodo trave-pilastro

3. TRAVE A L

Le travi principali del fabbricato in argomento devono sostenere i copponi a pi-greco che costituiscono il solaio. Le travi prefabbricate prevedono staffe sporgenti all’estradosso per consentire di alloggiare le armature superiori da ancorare ai pilastri. Il getto di completamento in opera, di circa 8 cm di spessore (11 cm sopra le travi), consente di solidarizzare le travi ai copponi, che presentano all’estradosso opportune staffe come elemento di connessione.
I copponi non poggiano sull’estradosso delle travi ma su opportune ali realizzate al lembo inferiore delle stesse; quindi le travi di spina hanno forma a T rovescio e quelle di bordo a L.
E’ stata eseguita una prova sperimentale su una trave di bordo a L per evidenziare il comportamento della stessa nelle varie fasi intermedie di carico fino alla rottura. In particolare si voleva comprendere la risposta di questo elemento strutturale al complesso stato di sollecitazione provocato dal carico applicato dai copponi, che agisce in posizione eccentrica rispetto al piano verticale contenente l’asse dell’elemento stesso. Infatti, oltre a sollecitazioni di flessione e taglio la trave è soggetta a torsione, a sforzi aggiuntivi nelle staffe per appendere il carico, applicato sulla parte inferiore della trave, e a punzonamento dell’ala inferiore nella zona a ridosso delle nervature di ogni coppone.

3.1.  Campione di prova

E’ stato confezionato un campione di trave nelle stesse dimensioni utilizzate per gli elementi utilizzati nel nuovo Palazzo della Regione di Udine. La trave in precompresso ha l’anima di sezione di 40x47 cm con un ala inferiore di 20x20 cm realizzata con calcestruzzo fck=45 MPa. Il getto di completamento, realizzato con calcestruzzo fck=29 MPa, prevede uno spessore di circa 11 cm sopra la trave e di 8 cm sopra i copponi.
Nell’elemento da sottoporre a prova è stata realizzata una porzione di soletta di 60 cm di larghezza per considerare la quota collaborante con la trave; in tale soletta sono state disposte armature longitudinali per dare resistenza alla flessione trasversale della soletta provocata dalla sollecitazione torcente dovuta ai carichi eccentrici. Agli estremi, la trave ha sezione rettangolare con altezza ridotta di 16 cm. Nella Fig. 10 sono illustrate in dettaglio le armature lente della trave di prova; in Fig. 11 si evidenzia la distribuzione delle armature pretese e di quelle della soletta.
Le armature pretese sono in acciaio armonico con fptk=1900 MPa e sono state tesate ad una tensione di 1450 MPa. Le barre di armatura lente sono in acciaio FeB44k (fyk=430 MPa).


Figura 10. Dettagli delle armature lente della trave


Figura 11. Disposizione trefoli e armature lente nella soletta


3.2. Apparato sperimentale

La trave è stata posta su due blocchi di appoggio in calcestruzzo armato dotati di opportuni fori per consentire l’ancoraggio della trave mediante due barre filettate M30. I blocchi presentano opportuni scontri per impedire la rotazione della trave agli appoggi attorno al proprio asse longitudinale (Fig. 12). Il contrasto inferiore è costituito da un dispositivo in acciaio annegato nel blocco di calcestruzzo, mentre il contrasto superiore, che si impedisce spestamenti orizzontali della soletta, è costituito da una mensola tozza in calcestruzzo aggettante dal blocco di base.


Figura 12. Apparato di prova: pianta e sezione trasversale

Per simulare l’effettivo carico trasmesso dai copponi, sono state utilizzate sei travi metalliche, disposte ad un interasse pari a quello delle nervature dei copponi (125 cm), che da un lato poggiavano sull’ala inferiore della trave di prova e dall’altro erano sostenute da opportune pareti prefabbricate in calcestruzzo adeguatamente fissate al pavimento. Per applicare il carico sulle travi metalliche sono stati utilizzati tre attuatori elettromeccanici da 500 kN comandati mediante un sistema di controllo automatico. Ogni attuatore era collegato ad una traversa in acciaio che andava a caricare una coppia delle travi metalliche in corrispondenza di un quarto della luce (Fig. 12). Tutti i punti di appoggio delle travi metalliche sono stati dotati di una cerniera cilindrica. In Fig. 13 è mostrata una vista complessiva del sistema montato.


Figura 13. Vista complessiva del sistema

La trave è stata strumentata con 12 trasduttori potenziometrici per misurare gli spostamenti di alcuni punti significativi in mezzeria ed in prossimità degli appoggi. In particolare gli strumenti T1-T2 e T5-T6 misurano gli spostamenti verticali di due punti dell’intradosso della trave, distanziati trasversalmente di 52 cm, e situati a 10 cm dagli appoggi; analogamente gli strumenti T3-T4 misurano gli spostamenti verticali di due punti in corrispondenza della mezzeria. Gli strumenti T7-T8 e T11-T12, invece, misurano gli spostamenti orizzontali di due punti della faccia laterale della trave, distanziati verticalmente di 50 cm, e disposti a 10 cm dagli appoggi; analogamente gli strumenti T9-T10 misurano gli spostamenti orizzontali di due punti in corrispondenza della mezzeria (Fig. 14).
Queste letture consentono di ottenere sia gli spostamenti verticali ed orizzontali delle sezioni considerate sia le rotazioni delle stesse sezioni attorno all’asse longitudinale della trave.


Figura 14. Posizione degli strumenti di misura.

Una centralina elettronica interfacciata con un computer, dotato di software specialistico, ha permesso di programmare la variazione della forza da applicare con gli attuatori, nonché di acquisire, elaborare e registrare le misure rilevate dai trasduttori.


3.3. Risultati

La prova è stata condotta in modo che i tre attuatori applicassero lo stesso carico sulla trave. Fino a 2/3 del carico massimo la prova è stata condotta a controllo di carico, mentre per valori superiori si è passati al controllo in termini di spostamento (freccia in mezzeria). In corrispondenza dei valori di carico di 0.5, 1.0 e 1.5 volte il carico limite di esercizio (~360 kN) si è proceduto ad uno scarico-ricarico per verificare il ritorno elastico e la ripresa o meno della curva monotona. La capacità portante massima in termini di carico totale applicato dai tre attuatori è risultato pari a 867 kN, corrispondente a circa 2.5 volte il carico limite di esercizio.
I valori massimi degli spostamenti verticali e delle rotazioni attorno all’asse longitudinale della trave sono riportati nella Tab. 1. I valori si riferiscono alle due sezioni prossime all’appoggio (a 10 cm) e alla sezione di mezzeria. In particolare le rotazioni sono calcolate separatamente con le coppie di strumenti orizzontali T7÷T12 (rotazione laterale) e con le coppie di strumenti fissati all’intradosso della trave T1÷T6 (rotazione intradosso). Lo spostamento medio orizzontale è risultato trascurabile per l’intera prova.

Sezione later. dx

Sezione centrale

Sezione later. sx

 Spost. vertic. (mm)

11.65

96.06

12.09

 Rotaz. laterale (rad)

0.0166

0.0569

0.0122

 Rotaz. intrad. (rad.)

0.0239

0.0644

0.0225

Tabella 1. Valori dello spostamento verticale e delle rotazioni in corrispondenza del carico max

In Fig. 15 è illustrato il carico totale applicato da tutti i martinetti in funzione dello spostamento verticale medio della sezione di mezzeria. Nel diagramma si nota che le fasi di scarico e ricarico, a partire da tutti tre i livelli di carico considerati, mostrano percorsi lineari con ripresa della curva monotona alla fine del ricarico. La curva monotona, dopo un primo tratto sufficientemente lineare, inizia a piegare lentamente per un valore del carico totale di circa 450 kN diventando quasi orizzontale per un carico totale appena superiore a 800 kN. Il valore della freccia massima è pari a 96.06 mm (Tab. 1).
Nella Fig. 16 sono illustrate graficamente le curve che esprimono il carico totale applicato in funzione della rotazione della trave attorno al proprio asse longitudinale della sezione di mezzeria. In particolare le due curve si riferiscono alla rotazione calcolata con gli strumenti T3-T4 (intradosso trave) e con gli strumenti T9-T10 (faccia laterale trave). Le due curve si discostano poco fino in prossimità del carico massimo, quindi la rotazione dell’intradosso della trave aumenta più rapidamente in seguito alla comparsa di fessure per punzonamento dell’ala inferiore della trave ad opera dei carichi puntuali delle nervature.


Figura 15. Relazione tra il carico totale applicato e la freccia della sezione di mezzeria della trave


Figura 16. Relazione tra il carico totale applicato e la rotazione attorno
ad un asse longitudinale della sezione di mezzeria della trave

Durante l’applicazione del carico sono apparse le prime fessure sulla faccia interna della trave in corrispondenza degli appoggi con una inclinazione rispetto all’orizzontale compresa tra 30 e 45 gradi (Fig. 17), per un valore del carico totale pari a circa 1/3 del carico di esercizio (120 kN). Queste fessure, dovute all’azione combinata di taglio e torsione, si sono propagate fino a raggiungere la soletta superiore e quindi si sono stabilizzate senza mostrare variazioni apprezzabili fino al termine della prova.


Figura 17. Fessure appoggi


Figura 18. Fessure dovute alla flessione nella zona di inizio dei trefoli in guaina (Fig. 11)


Figura 19. Fessure dovute alla torsione


Figura 20. Fessure nell’ala inferiore per punzonamento provocato dal carico concentrato

Per un valore del carico totale pari a 500 kN sono apparse, sulla faccia esterna della trave, le prime fessure dovute alla flessione in prossimità della sezione dove è stata annullata l’aderenza di due dei nove trefoli inferiori mediante guaina (Fig. 18). Quasi contemporaneamente sul lato interno dell’anima della trave, in prossimità del secondo e quinto punto di carico, sono comparse fessure inclinate di circa 45 gradi dovute prevalentemente alla torsione (Fig. 19). Anche nell’ala inferiore sono state riscontrate fessure da punzonamento sotto le zone di applicazione dei carichi.
Incrementando i carichi queste ultime fessure oltre a propagarsi sono diventate via via più aperte sia per la plasticizzazione dell’acciaio di armatura (trefoli) sia per lo sviluppo di un meccanismo di rottura per punzonamento nell’ala della trave sottostante i carichi applicati (Fig. 20).
La prova è stata arrestata quando il carico dopo il picco si è ridotto all’ottanta per cento del carico massimo.
La trave ha mostrato una buona duttilità e nonostante la presenza di armature d’anima aperte (Fig. 10) non sono state notate dislocazioni da spinte a vuoto dei puntoni del traliccio d’anima conseguenti ad un inefficace contrasto delle staffe.


4. CONSIDERAZIONI CONCLUSIVE

I risultati dell’indagine sperimentale condotta su due nodi trave-pilastro e su una trave di bordo a L di un sistema strutturale prefabbricato per edifici multipiano, con solai a copponi precompressi a pi-greco, consentono di trarre le seguenti considerazioni conclusive.
Le barre iniettate entro fori praticati nel pilastro, mediante inserimento di lamierino corrugato durante il getto dello stesso, non hanno evidenziato alcun segno di perdita di aderenza.
La capacità portante del nodo trave-pilastro è risultata pari a circa tre volte il momento massimo di esercizio. Questo è dovuto al fatto che accanto al contributo resistente associato alla coppia interna nella sezione di unione tra trave e pilastro, intervengono altre coppie resistenti dovute all’interazione della trave con la mensola tozza aggettante dal pilastro (Fig. 9).
Le armature giuntate per sovrapposizione (campione nodo trave-pilastro 2) con asse delle barre contenute in un medesimo piano hanno comportato una rottura dell’unione per spacco nel piano delle barre, con brusca riduzione della capacità portante. Ne consegue anche una ridotta duttilità.
La prova su una trave a L è stata condotta simulando il carico reale trasmesso dai copponi a pi-greco mediante un sistema di carico costituito da travi in acciaio disposte ad un interasse uguale a quello delle nervature dei copponi.
I risultati della prova hanno messo in evidenza un buon comportamento duttile della trave con raggiungimento di un carico massimo pari a circa 2.5 volte il carico al limite di esercizio. Non sono stati riscontrati precoci meccanismi di rottura fragile; il cedimento per punzonamento si è verificato solo dopo ampio snervamento dell’acciaio dei trefoli.
Nonostante le armature d’anima della trave fossero aperte (Fig. 10) non sono state riscontrate dislocazioni per la presenza di spinte a vuoto dei puntoni del traliccio d’anima in corrispondenza dei ganci aperti delle staffe.


5. RINGRAZIAMENTI

Gli Autori desiderano ringraziare l’ing. Guido Tognan e il Sig. Davide Cosattini del Laboratorio Prove Materiali e Strutture dell’Università di Udine, che hanno condotto le prove sui nodi trave pilastro. Desiderano ringraziare inoltre il Prof. Salvatore Noè e gli ingg. Franco Trevisan e Andrea Cernigoi del Laboratorio Ufficiale Prove Materiali dell’Università di Trieste, che hanno condotto le prove sulla trave a L.


6. BIBLIOGRAFIA

[01] T. PAULAY, M.J.N. PRIESTLEY, "Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings", John Wiley & Sons, New York, 1992.

[02] EN 1998-1:2004, "Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance – Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings”, CEN, European Committee for Standardization.

[03] Ordinanza del Presidente del Consiglio dei Ministri 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. 8/5/03).


Contatti con gli autori:

Natalino Gattesco: gattesco@units.it
Giulia Piccoli: GPiccoli@spav.it

 
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