Operazione "Impariamo a ricostruire"
rif. PA 2012-2511/RER
GLI INTERVENTI POST-SISMA
STRUTTURE IN C.A.
INTERVENTI SUI NODI CON ESEMPI APPLICATIVI
• Prof. Ing. Fabio MINGHINI
[email protected]
• Dipartimento di Ingegneria – Università di Ferrara
Instabilità delle barre longitudinali
al piede delle colonne
Instabilità delle barre longitudinali
al piede delle colonne
Instabilità delle barre longitudinali
delle colonne in prossimità dei nodi con le travi
Terremoto dell’Aquila, 2006
(Iervolino, Prota, Ricci, Verderame)
Instabilità delle barre longitudinali
delle colonne in prossimità dei nodi con le travi
Terremoto di Kobe, 1995
Danni causati dai tamponamenti
Terremoto dell’Aquila, 2006
(Iervolino, Prota, Ricci, Verderame)
Danni causati dai tamponamenti
Terremoto dell’Aquila, 2006
(Iervolino, Prota, Ricci, Verderame)
Danni causati dai tamponamenti
Terremoto dell’Aquila, 2006
(Iervolino, Prota, Ricci, Verderame)
Mensola in c.a. - prova di flessione
Cerniera plastica = cerniera a momento costante
Il confinamento esercitato dalle staffe aumenta la freccia finale (duttilità)
Mensola in c.a: - carico ciclico 1
Tratto AA-D
A = inizio prova,
B = fessurazione,
C = snervamento barre,
D = inversione della freccia
Mensola in c.a: - carico ciclico 2
E = freccia residua a carico nullo.
Tratto DD-E
Mensola in c.a: - carico ciclico 3
F = chiusura delle fessure.
Tratto EE-G-I
G = inversione della freccia,
Area ciclo AA-I = Lavoro dissipato
H = freccia residua a carico nullo, Angolo DD-G = degrado rigidezza
I = carico a freccia nulla.
Mensola in c.a: - carico ciclico 4
Tratto Iangolo D'I-D'D'-G'G'-I'
D'- G' = degrado rigidezza
Area ciclo II-D'D'-G'G'-I' = Lavoro dissipato
Ciclo isteretico sezioni in c.a. - 1
La duttilità aumenta con ρ = As/Ac basso ed A's elevato
Ma, Bertero, Popov.
EERC76/2
Gerarchia delle resistenze - prescrizioni geometriche
Gerarchia delle resistenze - prescrizioni armature travi
1.4/fyk ≤ ρ = As/Ac ≤ A's/Ac + 3.5/fyk
0.31% ≤ ρ ≤ A's/Ac + 0.77% con acciaio B450
Prove al Pacific Earthquake Engineering Research Center - 1
La duttilità diminuisce con sforzo normale elevato
altezza: 4'-10" = 1.5 m,
lato pilastro: 9" = 0.23 m
diametri barre: #3=Φ10, #4=Φ13, #5=Φ16
Prove al Pacific Earthquake Engineering Research Center - 2
Specimen 1: N = 0.1 fc A
Prove al Pacific Earthquake Engineering Research Center - 3
Specimen 1: N = 0.1 fc A
Prove al Pacific Earthquake Engineering Research Center - 4
Specimen 2: N = 0.24 fc A
Prove al Pacific Earthquake Engineering Research Center - 5
Specimen 2: N = 0.24 fc A
Gerarchia delle resistenze - pilastro forte/trave debole
NO
SÌ
Nel collasso di piano debole
a) diminuisce il moltiplicatore di collasso dei carichi ed
b) aumenta, a parità di spostamento, la richiesta di duttilità nelle colonne
Gerarchia delle resistenze - pilastro forte/trave debole
a) diminuisce il moltiplicatore di collasso dei carichi
λ1 Σ Hi δu = 4 Mup θ
λ2 Σ Hi ni/npiani δu = (8 Mut + 2 Mup) θ
A parità di Mut e Mup si ha λ2 >> λ1
Gerarchia delle resistenze - pilastro forte/trave debole
b) aumenta, a parità di spostamento, la richiesta di duttilità nelle colonne
Per μst = 4 (Park -Paulay)
per npiani = 3
μsez = 34
μsez = 11
per npiani = 10
μsez = 120
μsez = 12
Gerarchia delle resistenze – trave debole/pilastro forte
MRc2
MRb1
MRb2
MRc1
La rottura per flessione della trave
(duttile) deve precedere quella delle
colonne (fragile). Si progettano le
colonne con il massimo momento
possibile in condizioni sismiche.
ΣMRc ≥ 1.3 Σ MRb
EN 1998-1 (2004)
Il "progetto per capacità" (capacity
capacity design)
design
non utilizza le sollecitazioni di calcolo
ma le resistenze di progetto.
San Fernando, California earthquake, Feb. 9, 1971, M = 6.5
Olive View Medical Center
J72
Piano debole al primo piano (pilotis)
Managua, Nicaragua earthquake, Dec. 23, 1972, M = 6.19
Commercial Building "Casa Micasa S.A."
J71
Piano debole al primo piano (pilotis)
Izmit, Turkey earthquake, Aug. 17, 1999, M = 7.4
Edifici residenziali
IZT-583
IZT-478
Piano debole al primo piano (pilotis)
Kobe, Japan earthquake, Jan. 17, 1995, M = 6.69
Old Kobe City Hall
K0427
K0085
Crollo del VI piano; il recupero ha demolito i piani superiori
Kobe, Japan earthquake, Jan. 17, 1995, M = 6.69
K0071
K0026
Crollo dei piani superiori, anche per edifici regolari in altezza
Kobe, Japan earthquake, Jan. 17, 1995, M = 6.69
Edificio irregolare a forma di U a Nishinomiya
K0181
Crollo del III piano
Armatura nei pilastri
lcr ≥ max{h, ld/6, 450 mm}
s ≤ min{b/4, 150 mm, 6Φlong}
dw ≥ 8 mm
1% ≤ ρ ≤ 4%
Per 30 x 30 cm2
As,min=4Φ18=1018 mm2 oppure
As,min=8Φ12=905 mm2
Per 50 x 50 cm2
As,min = 8Φ20 = 2513 mm2.
Nella zona critica non meno di
6 staffe Φ8/7.5' per 30x30 cm2.
Sovrapposizioni a metà altezza
Sezione trasversale colonne
max distanza barre ≤ 250 mm, Smax = 150 mm, dw ≥ 8 mm
Gabbia armatura colonna
Bonefro, S. Giuliano earthquake, Oct. 31, 2002, M = 5.4
Edifici IACP
Bonefro, S. Giuliano earthquake, Oct. 31, 2002, M = 5.4
Edificio IACP 4 livelli
particolare pilastro lato sinistro tamponatura
Bonefro, S. Giuliano earthquake, Oct. 31, 2002, M = 5.4
Edificio IACP 4 livelli
particolare pilastro lato sinistro tamponatura
Gerarchia delle resistenze – trave debole/pilastro forte
La verifica a livello di nodo potrebbe essere non conservativa
Gerarchia delle resistenze – trave debole/pilastro forte
N.B.: Per la norma:
2Myc ≥ Myt ⇒ Myc ≥ 0.5 Myt
Se My1 = My2
= 0.86 Myt
Ciclo isteretico sezioni in c.a. - 2
La duttilità diminuisce con taglio elevato
Ma, Bertero, Popov.
EERC76/2
Gerarchia delle resistenze - Valutazione del taglio di progetto
trave
pilastro
La rottura per flessione (duttile)
deve precedere quella per taglio
(fragile). Si progetta con il massimo
taglio possibile.
Northridge, California earthquake, Jan. 17, 1994, M = 6.69
Van Nuys Holiday Inn on Orion Blvd., Roscoe
NR212
L’Hotel ha avuto danni non strutturali nel terremoto del 1971
Northridge, California earthquake, Jan. 17, 1994, M = 6.69
Collasso per taglio nelle colonne del IV piano
NR213
Caracas, Venezuela earthquake, July 29, 1967, M = 7.5
Hotel Macuto Sheraton. Collassi per taglio in colonne del III piano
J70
Colonne di diametro 1.10 m aventi 40Φ25 e staffe circolari Φ12/15'
Managua, Nicaragua earthquake, Dec. 23, 1972 M = 6.19
Nei pilastri tozzi, tali a causa dei tamponamenti, prevale il taglio
S4924
S4923
Danni all’edificio limitati al piano terra
Sliding shear
La capacità dissipativa della zona critica viene fortemente ridotta in
presenza di scorrimenti lungo le fessure; occorre che risulti
VS ≤ VR1 = 15 τRd bw d
dove
τRd = (Rck)2/3/28
Barre diagonali migliorano il comportamento isteretico.
Colonne tozze: disposizione barre e modo di rottura - 1
Disposizione convenzionale
Colonne tozze: disposizione barre e modo di rottura - 2
Armatura bi-diagonale e staffe
Colonne tozze: disposizione barre e modo di rottura - 3
Armatura a rombo e staffe
Ancoraggio barre
Izmit, Turkey earthquake, Aug. 17, 1999, M = 7.4
IZT-748
IZT-573
Rottura delle sovrapposizioni delle barre
Nodi e collegamenti strutturali
Nodi trave-pilastro interamente confinati
Piano intermedio
Copertura
D.M. 14/01/2008, § 7.4.4.3
Nodi trave-pilastro non interamente confinati
Nel caso di nodi non confinati,
la norma impone la disposizione
di staffe tali che:
dove:
nst
numero di bracci
Ast area singolo braccio
i
interasse staffe
bj
larghezza utile nodo
fck
resistenza caratteristica
fyk
resistenza caratteristica a
a compressione del conglomerato
snervamento delle staffe
Tipologie di collasso dei nodi trave-pilastro
Crisi nella trave
Crisi nel pilastro
Espulsione del
copriferro nel nodo
Crisi per taglio del
pannello nodale
Crisi dell’aderenza
delle barre della trave
Collasso nei nodi interni
Carico monotono
Carico ciclico
Collasso nei nodi esterni
Carico monotono
Carico ciclico
Collasso nei nodi d’angolo
Carico monotono
Carico ciclico
Daly City, California earthquake, March 22, 1957, M = 5.30
Westmoor High School: danni nel nodo
S978
Si osservi l’eccessivo numero di condutture elettrriche
Daly City, California earthquake, March 22, 1957, M = 5.30
Westmoor High School: danni nel nodo
S979
Caracas, Venezuela earthquake, July 29, 1967, M = 7.5
Convent Garden, Los Palos Grande District
S3299
S3300
Danni nei nodi
Caracas, Venezuela earthquake, July 29, 1967, M = 7.5
Convent Garden, Los Palos Grande District
S3301
S3301
Danni nei nodi
Caracas, Venezuela earthquake, July 29, 1967, M = 7.5
Residence Petunia n. 2
S3389
S3389
Nodo non confinato
Caracas, Venezuela earthquake, July 29, 1967, M = 7.5
Residence Petunia n. 2
S3393
Nodo non confinato
Caracas, Venezuela earthquake, July 29, 1967, M = 7.5
Residence Petunia n. 2
S3390
S3391
Nodi non confinati
Izmit, Turkey earthquake, Aug. 17, 1999, M = 7.4
Danno in nodo interno NON internamente confinato
IZT-158
Le travi non coprono almeno i 3/4 del lato del pilastro
Izmit, Turkey earthquake, Aug. 17, 1999, M = 7.4
Danno nei nodi
IZT-749
Collasso evitato per armature trasversali di confinamento
Izmit, Turkey earthquake, Aug. 17, 1999, M = 7.4
Collasso dei nodi
IZT-406
IZT-673
Chi-Chi, Taiwan earthquake, Sept. 21, 1999, M = 7.6
Scuola Elementare: collasso dei nodi
TAI-309
TAI-310
Non esistono armature trasversali nei nodi
Nodi trave-pilastro
D.M. 14/01/2008, Cap. 7 (edifici nuovi)
Gerarchia delle resistenze
Calcolo delle azioni sui nodi
Direzione sisma
Deformata tipica del telaio
Calcolo delle azioni sui nodi
Deformata tipica del telaio
Diagramma dei momenti
Calcolo delle azioni sui nodi
Diagramma dei momenti
Forze sulla
colonna
Calcolo delle azioni sui nodi
Momento Taglio
Compressione
nella trave
Trazione
nella trave
Diagramma dei momenti in
travi e pilastri convergenti in
un nodo
Elevato
gradiente
Quadro
fessurativo
Sforzi di
trazione
nella
colonna
Meccanismi di trasferimento degli sforzi nei nodi
Campo di compressioni
inclinate (nodo staffato)
Puntone inclinato di conglomerato
(nodo non staffato)
Meccanismi resistenti nei nodi
Campo di compressioni
e trazioni inclinate
Staffatura del nodo
Con armature disposte secondo due direzioni
ortogonali, il nodo riesce a farsi carico di sforzi
diagonali di trazione
Armatura
longitudinale del
pilastro
Prove presso UNIBG su nodi non confinati
Armatura costituita da barre lisce
ripiegate a uncino. Nodo non staffato
Prove presso UNIBG su nodi non confinati
Drift = +0.5%
Drift = -1.0%
Drift = +2.0%
Diagramma di carico ciclico
Drift = -3.0%
Riva e Beschi 2012
Nodi non confinati armati con barre lisce
Braga et al. 2001
Prescrizioni sui nodi per le zone sismiche
EC8-1: 2004 – Classe di duttilità alta (DCH)
Prescrizioni sui nodi per le zone sismiche
EC8-1: 2004
Prescrizioni sui nodi per le zone sismiche
EC8-1: 2004
Prescrizioni sui nodi per le zone sismiche
EC8-1: 2004
Prescrizioni sui nodi per le zone sismiche
EC8-1: 2004
Prescrizioni sui nodi per le zone sismiche
EC8-1: 2004
Prescrizioni sui nodi per le zone sismiche
EC8-1: 2004
Prescrizioni sui nodi per le zone sismiche
EC8-1: 2004
Prescrizioni sui nodi per le zone sismiche
EC8-1: 2004
Gabbia armatura nodo
Armatura nodo
Armatura nodo di bordo
Armatura nodo d’angolo
Nodo a 3 vie: armatura con barre inclinate
Nodo a 3 vie: confronto con armatura differenti
convenzionale
barre inclinate
Gerarchia delle resistenze - evito il collasso dei nodi
Sposto la posizione della cerniera plastica in campata
Effetti legati ai tamponamenti
Effetti legati ai tamponamenti
Modello a puntone
equivalente
Effetti legati ai tamponamenti
Rigidezza
pilastro 1: K1
1
2
Rigidezza
pilastro 2: K2
K1 = 64⋅K2
I pilastri tozzi sono sede di
elevati sforzi di taglio
Documenti tecnici – Linee guida sul rinforzo
strutturale
CNR DT 200 R1/2012
Linee Guida ReLUIS (2012)
Criteri per il rafforzamento locale di nodi non confinati
1) Incremento della capacità del pannello di nodo e della
porzione di sommità del pilastro rispetto all’azione di taglio
esercitata dalla tamponatura
2) Incremento della resistenza a taglio del pannello di nodo
3) Confinamento delle estremità dei pilastri
4) Incremento della resistenza a taglio delle estremità delle travi
Tecniche di rinforzo dei nodi
1) Incremento della capacità del pannello di nodo e della
porzione di sommità del pilastro rispetto all’azione di
taglio esercitata dalla tamponatura
2) Incremento della resistenza a taglio del pannello di nodo
3) Confinamento delle estremità dei pilastri
4) Incremento della resistenza a taglio delle estremità delle travi
Placcaggio con tessuti
Placcaggio con tessuti
(a)
(b)
Placcaggio con tessuti
Placcaggio con fibra d’acciaio e resina epossidica
1
2
3
4
5
Placcaggio con tessuto in carbonio e resina epossidica
N.B.: Tutti gli interventi di placcaggio devono essere
preceduti, ove necessario, da: protezione delle armature
contro la corrosione, riparazione di lesioni strutturali e
ricostruzione volumetrica del c.a.
1) Incremento della capacità del pannello di nodo e della
porzione di sommità del pilastro rispetto all’azione di taglio
esercitata dalla tamponatura
2) Incremento della resistenza a taglio del pannello di
nodo
3) Confinamento delle estremità dei pilastri
4) Incremento della resistenza a taglio delle estremità delle travi
Placcaggio con tessuto in CRP o GRP e resina
epossidica
(b)
(a)
Prove su tavola vibrante presso UNINA di struttura
irregolare con nodi placcati
Di Ludovico 2005
Tessuti in
fibra di
vetro
Struttura non
rinforzata: collasso con
PGA = 0.2g, massimo
spostamento interpiano
57.1 mm
Se l’armatura a taglio
delle colonne è
insufficiente occorre
estendere il placcaggio
su tutta l’altezza
Struttura rinforzata:
collasso con PGA =
0.3g, massimo
spostamento interpiano
106.0 mm
Incamiciatura in acciaio
Incamiciatura in acciaio – Sistema CAM
Incamiciatura in acciaio – Sistema CAM
Incamiciatura in acciaio – Sistema CAM
Incamiciatura in acciaio – Sistema CAM
Incamiciatura in acciaio – Sistema CAM
Incamiciatura in acciaio – Sistema CAM
N.B.: Anche in questo caso, prima dell’intervento, occorre riparare il supporto, se si presenta
ammalorato o danneggiato. Al termine della tesatura dei nastri in acciaio zincato i fori devono
essere chiusi per una profondità di almeno 10 cm mediante malta ad alta resistenza a ritiro
compensato o mediante schiuma poliuretanica. Infine si procede con la stesa di uno strato di
malta cementizia protettiva per l’aggrappaggio dell’intonaco di finitura.
Rinforzo con sistema “Gordiano” – UNIBG
Rinforzo con sistema “Gordiano” – UNIBG
Fasi del rinforzo con sistema “Gordiano” – UNIBG
Fasi del rinforzo con sistema “Gordiano” – UNIBG
Fasi del rinforzo con sistema “Gordiano” – UNIBG
Fasi del rinforzo con sistema “Gordiano” – UNIBG
Incamiciatura mediante calcestruzzo fibrorinforzato ad
alte prestazioni (HPFRC)
Fibre corte d’acciaio
con disposizione
casuale
Riva e Beschi
2012
Incamiciatura mediante calcestruzzo fibrorinforzato ad
alte prestazioni (HPFRC)
L’incamiciatura con HPFRC incrementa sia
la duttilità sia la resistenza
Riva e Beschi 2012
Incamiciatura mediante calcestruzzo fibrorinforzato ad
alte prestazioni (HPFRC)
Nodo non rinforzato
Nodo rinforzato
Riva e Beschi 2012
1) Incremento della capacità del pannello di nodo e della
porzione di sommità del pilastro rispetto all’azione di taglio
esercitata dalla tamponatura
2) Incremento della resistenza a taglio del pannello di nodo
3) Confinamento delle estremità dei pilastri
4) Incremento della resistenza a taglio delle estremità delle travi
Importanza del confinamento nelle zone critiche
Spirali
Il confinamento avviene grazie
a sistemi resistenti ad arco dati
dal calcestruzzo compresso tra
l’armatura trasversale e la sua
efficienza migliora al diminuire
del passo delle staffe.
Staffe
rettangolari e
ganci
Staffe
sovrapposte
Confinamento mediante tessuto unidirezionale in CRP
(a)
(b)
Confinamento mediante calastrellatura metallica
Confinamento mediante calastrellatura metallica
Viste in sezione: (a) sezione C-C di cui alla figura precedente; (b) particolare
della saldatura a completa penetrazione
Confinamento mediante calastrellatura metallica
Viste in sezione: (a) sezione C-C; (b) particolare della saldatura con cordone
d’angolo
Confinamento mediante sistema CAM
Confinamento mediante sistema CAM
Confinamento mediante sistema CAM
1) Incremento della capacità del pannello di nodo e della
porzione di sommità del pilastro rispetto all’azione di taglio
esercitata dalla tamponatura
2) Incremento della resistenza a taglio del pannello di nodo
3) Confinamento delle estremità dei pilastri
4) Incremento della resistenza a taglio delle estremità
delle travi
Rinforzo mediante placcaggio in CRP o GRP
Rinforzo mediante incamiciatura metallica
Meccanismi di rottura del tamponamento
Dipendono dall’estensione
della zona di contatto
Estensione del contatto
h
2λh
l
λh = h
4
θ = tan−1(h/l)
Deriva dalla
soluzione della
trave su suolo
elastico
Meccanismi di rottura del tamponamento evidenziati
sperimentalmente
F
Scorrimento
orizzontale
F
Fessurazione
diagonale
F
F
Schiacciamento
locale
F
Circolare Ministeriale
10/04/1997
F
Meccanismi di rottura del tamponamento evidenziati
sperimentalmente
Resistenza del
pannello
Rottura per
fessurazione diagonale
Rottura per
compressione agli
spigoli
λh
Modellazione in campo non lineare
Modellazione in campo non lineare
Modello semplificato
θ = tan−1(h/l)
h
l
Meccanismo di trasferimento degli sforzi
Forza nei puntoni
Forza nel tirante
Modo di collasso per fessurazione diagonale
Resistenza a
fessurazione diagonale
Resistenza a trazione della muratura
Forza orizzontale trasmessa dal
pannello al telaio
Modo di collasso per schiacciamento
nelle zone di contatto
Valori massimi della
tensione di compressione
A rottura coincidono con la
resistenza a compressione fc
ridotta per la presenza di
compressione biassiale
Forza orizzontale trasmessa dal
pannello al telaio
Forza trasmessa dal pannello al nodo
Circolare Ministeriale
10/04/1997
φ = 1 per verifiche SLU
• Aderenza tamponatura-telaio
• 0.5 ≤ h/l ≤ 2
• h/t ≤ 20 (per escludere l’instabilità
prematura dei puntoni)
• Assenza di aperture (oppure
presenza di aperture adeguatamente
cerchiate)
Rigidezza
flessionale
del pilastro
Influenza delle aperture
Panagiotis et al. 2011
Telaio nudo
Telaio tamponato
Influenza delle aperture
Esempio: rinforzo di nodi con materiali compositi
Nodo non confinato
non staffato
Trave
5 ∅16 long.
Pannello di
tamponamento
t = 0.2 m
Pilastro
4 ∅12 long.
Linee Guida ReLUIS (Dolce et al. 2012)
Esempio: rinforzo di nodi con materiali compositi
Proprietà dei materiali (c.a.)
fcm = 15 MPa
calcestruzzo
fym = 480 MPa
acciaio a.m.
Livello di conoscenza
LC1 ⇒ FC = 1.35
Pilastro
4 ∅12 long.
Trave
5 ∅16 long.
Esempio: rinforzo di nodi con materiali compositi
Proprietà dei materiali (tamponamenti)
fbk = 7.5 MPa resistenza a compressione blocchi artificiali semipieni
MALTA M5
⇒ fvk0 = 0.2 MPa
(Tab. 11.10.VII di NTC 2008)
fk = 4.1 MPa
(Tab. 11.10.V di NTC 2008)
Em = 1000fk = 4.1 GPa
NB: Utilizzo delle proprietà medie o di progetto a seconda dei casi
Esempio: rinforzo di nodi con materiali compositi
1) Progetto di adeguamento
Per il progetto di rinforzo si usa la forza:
Eq. 7.4.7 di NTC 2008 o Eq. 5.23 di EC8-1 2004 per
nodi esterni
incrementata della forza trasmessa dal pannello di tamponamento +
controlli di duttilità (e eventuale incremento resistenza travi e pilastri)
2) Progetto di miglioramento
Per il progetto di rinforzo si usa, ad esempio, la forza trasmessa dal
tamponamento:
eventualmente incremento di duttilità e resistenza travi e pilastri
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento
Momento d’inerzia della sezione del pilastro
mm4
Forza trasmessa dal tamponamento
Forza di progetto
con N ottenuto dal calcolo strutturale o, in alternativa, dalla relazione:
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento
A) Rinforzo del nodo con materiali SRP (Steel Reinfoced
Polymer – Tessuto in fibra metallica e resina epossidica)
(ma si potrebbe usare CFRP o GFRP)
Inclinazione delle fibre rispetto all’asse della trave: 30°
(tessuto unidirezionale)
ffd = 1700 MPa resistenza a trazione di progetto
Ef = 195 GPa
modulo elastico
⇒ εfu = ffd/Ef = 0.87% deformazione ultima
Forza di progetto nella direzione delle fibre:
Ff = 129/cos(30°) = 149 kN
⇒ Af,req = 149000/1700 = 88 mm2
Area di fibre
richiesta
Esempio: rinforzo di nodi – Adeguamento
B) Incremento della resistenza del nodo a taglio
Utilizzo di tessuto quadriassiale in CFRP/resina epossidica
Occorre soddisfare la relazione:
Deve essere garantito dalle
fibre
0.2
Armatura inf. della trave
= 402 mm2 (2∅16)
355 MPa
CNR DT 200 R1/2012
Esempio: rinforzo di nodi – Adeguamento
B) Incremento della resistenza del nodo a taglio
CNR DT 200 R1/2012
Deformazione di progetto del composito
Esempio: rinforzo di nodi – Adeguamento
B) Incremento della resistenza del nodo a taglio
CNR DT 200 R1/2012
Esempio: rinforzo di nodi – Adeguamento
B) Incremento della resistenza del nodo a taglio
CNR DT 200 R1/2012
Esempio: rinforzo di nodi – Adeguamento
B) Incremento della resistenza del nodo a taglio
CNR DT 200 R1/2012
Esempio: rinforzo di nodi – Adeguamento
B) Incremento della resistenza del nodo a taglio
Esempio: rinforzo di nodi – Adeguamento
B) Incremento della resistenza del nodo a taglio
Si ottiene:
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
C) Incremento di duttilità del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
CNR DT 200 R1/2012
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
C) Incremento di duttilità del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
Prevale questa
condizione
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
C) Incremento di duttilità del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
CNR DT 200 R1/2012
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
C) Incremento di duttilità del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
CNR DT 200 R1/2012
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
C) Incremento di duttilità del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
Si ottiene:
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
C) Incremento di duttilità del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
CNR DT 200 R1/2012
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
C) Incremento di duttilità del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
CNR DT 200 R1/2012
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
C) Incremento di duttilità del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
CNR DT 200 R1/2012
Per sezioni rettangolari con fasciatura continua e fibre
ortogonali all’asse dell’elemento si ha:
kV = kα = 1
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
C) Incremento di duttilità del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
CNR DT 200 R1/2012
N.B.:
N.B.:
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
C) Incremento di duttilità del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
Nel nostro caso si ottiene:
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
D) Incremento della resistenza a taglio del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
(N.B.: è lo stesso usato per il confinamento, ma se serve un rinforzo a
taglio questo va effettuato su tutto il pilastro e non solo alle estremità)
CNR DT 200 R1/2012
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
D) Incremento della resistenza a taglio del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
CNR DT 200 R1/2012
Resistenza efficace del rinforzo
Si ottiene:
Da considerare solo se > 0
A delaminazione
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
D) Incremento della resistenza a taglio del pilastro
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
Lunghezza ottimale di
ancoraggio per L.G. CSLLPP
2009
N.B.: nel CNR DT 200 R1/2012:
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
D) Incremento della resistenza a taglio del pilastro
Ottengo l’adeguamento se il
taglio sollecitante è inferiore a
cot θ = 1
cot β = 0
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
E) Incremento della resistenza a taglio della trave
Utilizzo di tessuto unidirezionale in CFRP/resina epossidica
(dello stesso tipo di quello adottato per il pilastro)
Si ottiene:
Esempio: rinforzo di nodi – Miglioramento/Adeguamento
Configurazione finale
Trave ortogonale in
spessore
Trave ortogonale
emergente