Resistenza all’incendio delle strutture in acciaio:
fondamenti teorici e applicazione ad un caso reale
Ing. Gian Carlo Giuliani - Redesco
1.
In generale
Una struttura soggetta all’incendio deve rimanere stabile per il tempo necessario per la
evacuazione delle persone presenti, garantire adeguata sicurezza per l’intervento dei vigili
del fuoco anche all’interno ed essere in grado di contenere l’evento all’interno del
compartimento.
Le condizioni sopra esposte sono, come noto, esplicitate nella capacità REI (Résistance,
Etanchéité, Isolation) in cui
• R è la resistenza della struttura
• E è la tenuta al fumo delle superfici al contorno della zona con incendio
• I è la proprietà isolante che limita la temperatura nei compartimenti adiacenti
E ed I garantiscono che gli effetti dell’incendio siano localizzati.
Le verifiche sono sviluppate in funzione della evoluzione della temperatura con il tempo
per mezzo di:
• per la condizione R: una analisi a passi temporali della temperatura dell’ambiente e
degli elementi strutturali seguita dalla verifica della capacità di resistenza risultante
dalla variazione dei parametri delle leggi costitutive dei materiali per effetto del
regime termico.
• per le condizioni E ed I: verifica di assenza di fessurazioni passanti e della
temperatura nei compartimenti adiacenti (in generale, per quanto attiene agli aspetti
strutturali si verifica la temperatura all’estradosso dell’impalcato sovrastante
l’incendio).
La asseverazione della resistenza all’incendio della struttura è legata all’uso dell’edificio ed
al corrispondente quantitativo di materiale presente e potenzialmente combustibile.
I calcoli sono quindi sviluppati in funzione dell’aumento della temperatura prodotto da un
incendio reale in uno spazio chiuso, delimitato dal pavimento, dal soffitto e dalle pareti e
posto in comunicazione con l’esterno dalle aperture.
Gli incendi standard, inseriti nelle raccomandazioni per le verifiche strutturali e fissati da
norme nazionali, sono caratterizzati da un aumento continuo della temperatura che, a
causa del corrispondente decadimento della resistenza dei materiali, limita il tempo di
resistenza della struttura.
1
Al contrario, gli incendi reali sono regolati dal quantitativo di materiale potenzialmente
combustibile e da quello dell’ossigeno presente nell’ambiente o richiamato in questo
attraverso le aperture e quindi sono caratterizzati anche da una fase finale di decadimento
della temperatura.
Nella figura 1 sono riportate le diverse evoluzioni della temperatura per l’incendio standard
e per un incendio reale.
2.
In particolare
In molti casi alcuni centri commerciali sono impostati su colonne disposte a grandi
interassi e si sviluppano su due o tre piani; per tale tipologia la soluzione più efficiente per
la struttura degli impalcati è quella composita in acciaio e calcestruzzo.
A causa dell’apprezzabile contrasto fra l’eleganza degli articoli esposti e l’aspetto hightech della struttura lasciata a vista, l’applicazione a questa di materiali protettivi nuoce
all’estetica e aumenta il prezzo di costruzione (figura 2).
In questi casi è quindi necessario verificare e certificare la resistenza della nuda struttura
nelle condizioni di effettivo uso dell’edificio.
Nell’appendice A dell’Eurocodice 1 l’evoluzione della temperatura prodotta dall’incendio
naturale é determinata dai parametri sopra citati: le quantità e tipo di materiale
combustibile, le condizioni di ventilazione funzione anche delle caratteristiche geometriche
del compartimento, le proprietà isolanti del perimetro ed infine le dimensioni delle aperture.
Con riferimento all’EC1 altri parametri sono correlati al pericolo di attivazione dell’incendio
secondo la tabella E1 ed alla efficienza delle condizioni di spegnimento dell’incendio
secondo la tabella E2.
3.
Applicazione ad un caso reale
Allo scopo di divulgare il metodo di valutazione della resistenza all’incendio reale, si
riportano le verifiche per il caso di un impalcato realizzato con una struttura composita in
acciaio-calcestruzzo avente travi principali e secondarie continue, rispettivamente sulle
luci di 8.00 e 16.00 m; la soletta è sopportata da lamiera grecata ordita con luce 4.00 m fra
le travi secondarie (figura 3).
I nodi della struttura sono stati progettati e realizzati in modo da assicurare la continuità
delle travi principali e secondarie in corrispondenza delle colonne e delle travi secondarie
su quelle principali (figura 4); in tali zone è stata anche inserita adeguata armatura nella
soletta collaborante.
Vengono applicati i criteri di verifica agli stati limite, adottando anche per la definizione del
carico termico (espresso in termini energetici) il metodo semi-probabilistico.
3.1
Definizione semiprobabilistica del carico di incendio
Il valore di progetto qf,d del carico di incendio è definito dalla relazione:
qf,d = qf,k m δq1 δq2 δn (MJ/m2) in cui:
qf,k (MJ/m2) è il valore caratteristico della densità del carico di incendio per unità di
superficie
m = fattore di combustione del materiale che ne indica la quantità che può effettivamente
bruciare tenendo conto della passivazione e dalla conseguente carenza di
comburente apportata dalle scorie
δq1 = è un fattore che tiene conto del rischio di attivazione dell’incendio in funzione delle
dimensioni del compartimento (da tab. E1)
δq2 = è un fattore analogo correlato alla tipologia di uso dell’edificio (da tab. E1)
2
δn =
10
∏δ
ni
è il risultato della moltiplicazione di fattori che tengono conto delle condizioni di
i =1
controllo dell’incendio (da tab. E2).
L’evoluzione delle temperature viene calcolata per due condizioni di incendio naturale:
• incendio locale in un ambiente di vendita delimitato da scaffalature in legno; in questo
scenario l’incendio dipende dalla quantità di materiale combustibile
• incendio generale, esteso a tutta la superficie del piano, delimitato da murature con le
relative aperture; questo scenario si sviluppa in conseguenza dell’estensione non
controllata dell’incendio locale e dipende dalla quantità di comburente ossia dal volume
dell’ambiente e dalla ventilazione.
Per il caso in esame, tenendo conto delle caratteristiche dei compartimenti e delle
condizioni di intervento per lo spegnimento dell’incendio, si sono assunti i seguenti valori
dei coefficienti δ:
δq1 = 1,60 fattore che tiene in conto il rischio di attivazione dell’incendio in relazione alle
dimensioni del compartimento
δq2 = 1,00 fattore che tiene in conto il rischio di attivazione dell’incendio in relazione al
tipo di uso dell’edificio
δn1 = 0,61 sistema di spegnimento automatico con acqua (sprinkler)
δn2 = 0,87 fornitura indipendente di acqua agli sprinkler
δn3 = 1,00 segnalazione e allarme incendio per temperatura
δn4 = 0,73 segnalazione e allarme incendio per fumo
δn5 = 0,87 segnalazione automatica ai VVFF
δn6 = 1,00 presenza in luogo di VVFF
δn7 = 0,78 non presenza in luogo di VVFF
δn8 = 0,90 strade di accesso agevoli
δn9 = 1,00 presenza di estintori
δn10 =1,00 presenza di evacuatori di fumo
risulta quindi δn = 0.237
Potendo essere lo sviluppo dell’incendio determinato dal combustibile o dal comburente si
è assunto, a favore di sicurezza, un rateo di crescita rapido, al quale corrisponde il tempo
limite tlim = 15 minuti.
3.2
Valore di progetto del carico di incendio
I prodotti in vendita sono essenzialmente abiti e tessuti in materiale cellulosico avente il
calore specifico
Hu = 20.00 MJ/kg (per il legno lo stesso parametro vale 17.50) ed un fattore di
combustione m = 0.80.
In funzione dei due scenari di incendio, sono stati assunti due valori diversi della massa di
combustibile in modo da ottenere lo stesso tempo di resistenza anche per l’incendio
generalizzato, governato dalla ventilazione, e che, pur durando più a lungo, fornisce
evoluzione della temperatura dell’acciaio strutturale più favorevole di quella indotta
dall’incendio locale, governato dal combustibile.
Tutti i parametri necessari per la verifica sono riportati nella seguente tabella.
Incendio controllato da
combustibile
massa del materiale cellulosico
mf (kg/m2) =
15,00
300,00
carico di incendio carateristico risultante
qfk (MJ/m2) =
2
carico di incendio di progetto
qfd (MJ/m ) =
90,86
superficie di riferimento per l’incendio naturale AF (m2) =
714,24
comburente
20,00
400,00
121,14
5120,00
3
superficie del contorno
AS (m2) =
513,00
superficie delle aperture
Av (m2) =
46,48
superficie laterale totale del compartimento
AT (m2) =
1941,48
conduttività della superficie di contorno
λ (W/m/°K) = 0,10
450,00
densità della superficie di contorno
ρ (kg/m3) =
calore specifico della superficie di contorno
cp (J/kg°K) =
1135,00
parametro della superficie di contorno √(ρcλ)
b (J/m2s1/2K) = 226,00
O (m1/2) =
0,0511
fattore di apertura Av(√h/At)
parametro complessivo della superf. di contorno
(O/b)2/(0.04/1160)2 =
Γ=
43,06
carico di incendio di progetto modificato (*)
qtd (MJ/m2) =
33,42
877,23
massima temperatura dell’incendio
Θmax (°C) =
tempo raggiungimento massima temperatura
15,00
dell’incendio (**)
tmax (min)
1296,00
50,40
11536,00
1,04
2000,00
1113,00
1521,00
0,0076
0,02
53,77
543,94
32,40
(*) qtd (MJ/m2) = qfdAf/At
(**) tmax = max(0.0002qtd; tlim)
Una verifica della congruità delle assunzioni relative ai valori del carico di incendio di
progetto modificato qtd deriva dalle seguenti considerazioni:
• la quantità di aria necessaria per bruciare 1 kg di materiale cellulosico avente Hu = 20
MJ/kg è dato da QA = 0.312Hu + 0.65 = 6.89 kg/kg
• essendo ρ = 1.225 kg/m3 la densità dell’aria, il volume unitario necessario per la
combustione è VA = 5.62 m3/kg
• essendo V = 23040 m3 il volume del piano considerato, la quantità di materiale che può
bruciare senza adduzione di aria esterna è M = V/VA = 4100 kg a cui corrisponde M/AF
= 0.8 kg/m2 e quindi
qf = 16 MJ/m2«qtd = 33.42 ÷ 53.77.
3.3
Calcolo delle temperature prodotte dall’incendio
L’evoluzione della temperatura Θg originata dall’incendio naturale è definita dalla funzione
riportata nell’appendice A dell’Euro Codice 1:
Θg=20+1325(1-0.324e-0.2τ1-0,204 e-1.7τ -0.472 e-19τ) nella quale τ=tΓ
Γ, con t espresso in ore.
É considerato anche il ramo decrescente perchè l’aumento di temperatura dell’acciaio
avviene in ritardo rispetto a quella dell’ambiente ed il relativo massimo si manifesta con
l’incendio in regresso; é evidente come tale condizione sia molto pericolosa per le squadre
di intervento.
Il calcolo della temperatura dell’acciaio è effettuato sulla scorta delle seguenti
considerazioni:
• le piattabande inferiori delle travi sono direttamente esposte all’incendio
• l’anima e la piattabanda superiore sono “in ombra” nei confronti dell’irraggiamento
prodotto dalle fiamme e quindi sono sottoposte a temperature inferiori
• l’estradosso della piastra collaborante in calcestruzzo e la relativa armatura sono
soggette a temperature largamente inferiori.
Con riferimento all’Euro Codice 4, la temperatura delle travi è stata calcolata la seguente
espressione incrementale:
1
∆θ a.t = k shadov
ca ρa
Ai
V
i
h net ∆t
4
In cui
∆Θa,t è l’incremento della temperatura al tempo t (°C) su pposto uniforme in ognuna delle
parti della sezione
kshadov è il fattore di correzione per parti in “ombra”
ca
è il calore specifico dell’acciaio = 425+7.73x10-1Θa-1.69x10-3Θa2+2.28x10-6Θa3
(J/kgK)
ρa
è la densità dell’acciaio = 7850
(kg/m3)
Ai
è la superficie esposta per unità di lunghezza della parte i della sezione di acciaio
(m2/m)
Ai/Vi è il fattore di massività (m-1) della parte i della sezione di acciaio
hnet è il valore di progeto del flusso di calore per unità di superficie (W/m2)
∆t
è l’incremento del tempo
(s)
L’effetto ombra è definito da:
e + e + 1 / 2 ⋅ b + h 2 + 1 / 4 ⋅ (b − b )2
1
2
1
w
1
2
k shadow = 0,9
hw + b1 + 1 / 2 ⋅ b 2 + e1 + e 2 − ew
con e1, b1, ew, hw, e2, b2 dimensioni delle parti della sezione ad H considerata.
3.4
Valori dei carichi concomitanti con l’incendio e resistenze dei materiali
Condizione di carico concomitante con l’incendio
Per le analisi e le verifiche si sono adottate le seguenti ipotesi:
• l’incendio è considerato una condizione eccezionale e vengono quindi giustificate le
riduzioni dei coefficienti di sicurezza dei carichi: γg = γq = 1.0 e il sovraccarico q è stato
ridotto con il coefficiente di partecipazione ψq = 0.7 in relazione all’uso dell’edificio
• l’incendio sviluppato in un piano é considerato locale (struttura REI)
• le resistenze dell’acciaio e del calcestruzzo della soletta collaborante sono state
assunte come funzioni decrescenti con la temperatura (figura 5)
• i coefficienti di sicurezza dei materiali in ‘presenza di elevata temperatura sono stati
ridotti
4.
Procedura dell’analisi
Per entrambi gli scenari di incendio è stata adottata una analisi passo passo per calcolare
le temperature dell’ambiente e dei materiali per determinarne le caratteristiche di
resistenza.
L’analisi evolve come segue:
• tempo iniziale t = 0
• incremento temporale ∆t = 5s
• tempo t + ∆t
• calcolo della temperatura dell’incendio al tempo t + ∆t
• calcolo della temperatura delle parti in acciaio
• calcolo della resistenza dell’acciaio e del calcestruzzo in funzione delle relative
temperature
• per le sezioni di mezzeria e di continuità sugli appoggi calcolo delle azioni resistenti
secondo gli schemi di figura 6
• implementazione di analisi strutturale elastoplastica tenendo conto della ridistribuzione
delle azioni fra le sezioni più esposte e quelle a temperature inferiori (*)
(*)
Uno schema semplificato che rappresenta la campata di bordo di una trave continua è indicato nella figura 7; allo stato
limite ultimo la capacità di resistenza della sezione di mezzeria è data da Mus = M1R+M2R/2 in cui M1R e M2R sono i
5
•
•
•
•
verifica della resistenza al taglio dei connettori acciaio-calcestruzzo
verifica della resistenza al taglio sugli appoggi
confronto fra la resistenza R della struttura e la azione A dei carichi
se R>A si procede con una nuova iterazione; in caso contrario risulta determinato il
massimo tempo di esposizione all’incendio in quanto è esaurita la possibilità di
ridistribuzione delle azioni e la struttura diviene un meccanismo.
Nel caso esaminato, a causa della limitata rigidezza delle colonne della presenza di
appoggi scorrevoli e delle giunzioni bullonate, le azioni assiali derivanti dalla coazione
generata dalla temperatura sono risultate non determinanti agli effetti della capacità
portante della struttura.
Tutte le verifiche sono state ripetute per le varie situazioni di vincolo e per le diverse
sezioni strutturali; i risultati per la campata di bordo di una trave secondaria di 16 m di luce
sono illustrati nelle figure 8 e 9.
Le colonne sono state verificate con lo stesso procedimento; in relazione alla elevata
massività espressa dal rapporto fra l’area della sezione ed il perimetro di questa esposta
all’incendio, le massime temperature raggiunte in entrambi gli scenari sono inferiori a
quelle determinate per le travi.
Analoghe verifiche sono state implementate per la soletta in c.a. sopportata in fase di getto
da lamiera grecata; in questo caso l’armatura inferiore delle nervature è stata disposta su
due livelli in modo da ottenere una temperatura non superiore a 450°C nelle barre più alte
tenendo conto della esposizione all’incendio su tre lati del calcestruzzo contenuto nella
lamiera.
La resistenza è quindi in gran parte affidata alle barre disposte al lembo superiore della
soletta in corrispondenza degli appoggi sulle travi secondarie e che, essendo soggette a
temperatura di circa 130°C, mantengono inalterate l e caratteristiche meccaniche e
consentono la ridistribuzione dei momenti fra tale sezione e quella disposta in campata.
Nello schema resistente evidenziato deve essere anche considerata la menomazione
della resistenza a compressione del calcestruzzo, in particolare per la parte posta
all’interno delle nervature della lamiera. L’analisi termica della sezione ed il relativo
dominio delle azioni resistenti sono riportate nella figura 10.
Figura 1 –
sviluppo temporale delle temperature di incendio standard e di uno naturale
momenti resistenti allo stato limite ultimo di tale sezione e di quella sull’appoggio. Il massimo carico sopportabile è quindi
2
qus = 8Mu/l
6
Figura 2 –
Figura 3 –
struttura “nuda” in acciaio
struttura composita in acciaio calcestruzzo con travi principali e secondarie
continue sulle luci di 8.00 e 16.00 m rispettivamente
Figura 4 -
connessione resistente a flessione fra le colonne e le travi
7
Figura 5 - legami tensioni-deformazioni del calcestruzzo e dell’acciaio in funzione della
temperatura
Figura 6 - schema della verifica plastica delle sezioni composite per momenti positivi e
negativi
8
Figura 7 - schema della ridistribuzione dei momenti flettenti per la campata di bordo di una
trave continua
Figura 8 - temperatura calcolata per la sezione di mezzeria di una trave secondaria nel
caso di incendio governato dal combustibile
9
Figura 9 - temperatura calcolata per la sezione di mezzeria di una trave secondaria nel
caso di incendio governato dal comburente
Figura 10 -
analisi termica e dominio di rottura della sezione della soletta in c.a. gettata
su lamiera grecata
Articolo tratto da “Il giornale dell’ingegnere” n. 16, ottobre 2008
10
