pdf completo

Comportamento Sismico di Edifici a Pannelli in Legno a Strati incrociati
realizzati con connessioni di tipo innovativo
M. Latour, G. Rizzano, G.Terrano , G. Torello
Dipartimento di ingegneria civile – Università degli studi di Salerno
Keywords: X-Lam , XL-stub, strutture in legno, pannelli a strati incrociati, test ciclici, analisi dinamiche non
lineari, fattore di struttura.
ABSTRACT
Gli edifici prefabbricati a strati incrociati in legno stanno riscontrando un forte interesse nella comunità scientifica
grazie ai notevoli vantaggi tecnici che ne derivano dal loro utilizzo, come la sostenibilità del materiale, la resistenza
al fuoco e la rapidità di montaggio. Tuttavia, è ben noto che i pannelli in legno non sono in grado di dissipare una
quantità significativa di energia durante un evento sismico. Infatti, in questo sistema la progettazione sismica è
basata sulla capacità dissipativa degli elementi di connessione. In particolare le deformazioni plastiche sono
concentrate nelle connessioni tra pannello-pannello e pannello fondazione, quindi la risposta anelastica dell’edificio
dipende dalla capacità di sostenere ripetute escursioni in campo plastico delle stesse connessioni.
In particolare, nel presente lavoro viene proposto un approccio innovativo sulla progettazione di edifici
prefabbricati in legno con pannelli a strati incrociati. Più specificamente, si propone di sostituire i classici
collegamenti hold-downs, che di solito presentano una limitata capacità di dissipazione, con collegamenti
innovativi basati sull’impiego di angolari dissipativi. I nuovi collegamenti, chiamati XL-stubs, sfruttano il concetto
di solito adottato per progettare i dispositivi isteretici metallici ADAS (Added Damping and Stiffness). In
particolare, la forma rastremata della flangia consente una migliore diffusione delle deformazioni plastiche, da cui
deriva un elevata capacità di dissipazione. Per caratterizzare la risposta forza-spostamento sotto carichi ciclici
degli XL-stubs è stata effettuata un’estesa campagna sperimentale. Sulla base di tali analisi è stato possibile
verificare , nel presente lavoro, l'efficacia dell'approccio proposto analizzando la risposta non lineare sotto carichi
sismici di un edificio di tre piani dotato alternativamente di hold-downs e di XL-stubs . Infine, i comportamenti
del sistema classico e innovativo sono stati confrontati in termini di fattore di struttura.
1
INTRODUZIONE
Il Legno viene sempre più utilizzato come
materiale strutturale anche in Europa. La
sostenibilità e i vantaggi tecnici dei moderni
edifici in legno sono legati al fatto che hanno
tempi ridotti di realizzazione, elevata resistenza al
fuoco e possono essere integrati in soluzioni
energetiche efficienti.
Tutte queste caratteristiche rendono gli edifici
in legno adatti non solo per le nuove costruzioni,
ma anche per i casi di emergenza, quali ad
esempio la ricostruzione post-terremoto. Oltre a
questi vantaggi, le strutture in legno possono
esibire una buona risposta sismica derivante da
una corretta progettazione degli elementi in legno
e delle connessioni. Infatti, l'elevato rapporto
resistenza/peso del legno riduce l'azione sismica
orizzontale, mentre gli elementi di collegamento
in acciaio dissipano l'energia sismica in ingresso
attraverso la loro risposta inelastica .
Tra i vari sistemi strutturali in legno quello a
pannelli prefabbricati a strati incrociati si è
rapidamente diffuso sul mercato italiano ed
europeo che per lungo tempo è stato orientato su
soluzioni strutturali in muratura o calcestruzzo,
piuttosto che in materiali leggeri come acciaio o
legno, che sono stati utilizzati principalmente per
le costruzioni transitorie o per le coperture. La
struttura degli edifici in legno è costituita
dall'assemblaggio di pannelli prefabbricati piani
multistrato utilizzati per realizzare sia il sistema
verticale resistente che quello orizzontale. I
pannelli verticali sono collegati tra loro mediante
1
viti, chiodi e staffe angolari. Essi si comportano
come elementi rigidi e la deformazione dell'intera
struttura è concentrata nelle connessioni.
Generalmente ogni pannello possiede alle
estremità almeno un coppia di hold-down i quali
prevengono la rotazione nel piano, ed una serie
di angolari che invece assorbono le forze di
taglio.
Nonostante i vantaggi citati, allo stato attuale
nelle norme italiane ed europee non esiste alcuna
indicazione relativa alle regole di progettazione
per i collegamenti ed al fattore di struttura (qfactor) per gli edifici a pannelli con strati
incrociati.
Recentemente un grande sforzo sperimentale
dedicato a questo sistema strutturale è stato
effettuato in Italia da Ceccotti e al. (2000) che
hanno eseguito numerosi test su connessioni
tipiche, sotto-assemblaggi strutturali e su un
edificio di tre piani X-lam. Sulla base dei risultati
ottenuti, Ceccotti et al. (2006) hanno effettuato
una serie di analisi dinamiche non lineari
dell’edificio testato, valutando il fattore di
struttura che, con i classici dettagli di
collegamento (hold-downs) è risultato pari a tre.
Anche se il valore trovato si riferisce a un caso di
studio, dimostra una capacità di dissipare energia
degli edifici X-Lam inferiore a quella di altri
sistemi strutturali.
E' facile comprendere che, dal momento che gli
elementi principalmente dedicati alla dissipazione
di energia sono gli hold-downs, le ragioni di un
valore contenuto del fattore di struttura possono
essere ricercate nella loro risposta in presenza di
carichi ciclici. Infatti, come già dimostrato in
letteratura tecnica, gli hold-down sottoposti a
carichi ciclici mostrano una risposta caratterizzata
da un significativo “pinching”, che riduce
significativamente la capacità di dissipare
energia.
In questo lavoro, gli autori presentano un nuovo
tipo di collegamento dissipativo, denominato in
seguito "XL-Stub", da applicare ad edifici
prefabbricati in legno in sostituzione dei tipici
hold-downs.
In particolare, nei paragrafi seguenti, i risultati
delle prove sperimentali monotone e cicliche
effettuate presso l'Università di Salerno sugli XLStubs vengono confrontati con quelli delle prove
cicliche degli hold-downs caratterizzati da pari
resistenza.
I risultati sperimentali dei collegamenti vengono
inoltre impiegati per calibrare il modello analitico
da implementare, in analisi dinamiche
incrementali (IDA) applicate ad un edificio di 3
piani sottoposto a prove dinamiche nell'ambito
del progetto SOFIE. Allo scopo di confrontare le
prestazioni dell'edificio dotato di hold-downs o
in alternativa di XL-stubs, nel seguito viene
implementato il modello strutturale dell’edificio
di 3 piani nel software "Seismo-Struct"
(Seismosoft, 2011) calibrato sulla base delle
prove sperimentali disponibili, effettuando,
mediante analisi IDA, il confronto tra la
soluzione classica con hold-down e quella
innovativa con XL-Stubs in termini del fattore di
struttura q.
2.COMPORTAMENTO CICLICO DEI
COLLEGAMENTI TIPICI
Figura 1. hold-downs , angolari, connessioni parete- parete
Gli edifici prefabbricati in legno sono di solito
costituiti dall’assemblaggio di pannelli in legno a
strati incrociati, collegati tra loro mediante
specifici elementi di fissaggio.
I sistemi classici di collegamenti sono (figura 1):
- hold-downs,
che
sono
sottoposti
prevalentemente a carichi di trazione per
impedire il sollevamento delle pareti da
fondazioni o pavimenti;
- staffe angolari, che sono principalmente
sottoposte a carichi di taglio per impedire lo
scorrimento delle pareti;
- giunti tra pannelli , che impediscono
spostamenti relativi tra i pannelli delle pareti.
Dal momento che, come evidenziato
in
precedenza, il comportamento sotto carichi ciclici
delle connessioni influenza fortemente la risposta
strutturale complessiva degli edifici prefabbricati
in legno, sono presenti nelle letteratura tecnica
diverse prove sperimentali su hold-down e
angolari.
2
Hold-­‐down loded in tension
60
50
Force [kN]
40
30
20
10
0
-­‐10
-­‐20
0
5
10
15
20
25
30
35
Displacement [mm]
Angle bracket loded in shear
40
30
20
]
10
kN
[
cer
0
Fo
-­‐10
-­‐20
-­‐30
-­‐40
-­‐30
-­‐20
-­‐10
0
10
20
30
40
Displacement [mm]
Figura 2. Cicli di isteresi di hold-down caricato a trazione e
di una staffa angolare caricata a taglio.
In particolare sono state eseguite da Gavric et al.
(2011) prove cicliche di trazione su hold-downs
tipo WHT540 con 12 chiodi, la cui geometria e
spessore è molto simile a quella del hold-downs
HTT22 originariamente utilizzati nel progetto
SOFIE e prove su angolari BMF 90x116x48x3
mm con 4x60 chiodi anulari da 11 millimetri.
I risultati delle prove cicliche evidenziano come
tutti i collegamenti siano caratterizzati da
significativi fenomeni di pinching (Fig.2). Infatti,
sia l’hold-down che l'angolare mostrano una
bassa capacità di dissipazione energetica, un
significativo degrado di rigidezza e di resistenza.
Tuttavia entrambi i collegamenti sembrano
mostrare una significativa duttilità (24,5 mm per
l’hold-down e 30 mm per l'angolare). Il
comportamento dissipativo dell’hold down è
legato essenzialmente al comportamento plastico
dei chiodi di collegamento dell’hold down al
legno, lasciando le parti metalliche dell’angolare
in campo elastico. Ciò comporta il pronunciato
fenomeno del pinching dovuto, principalmente
all’ovalizzazione dei fori dei chiodi, a causa della
concentrazione forze di contatto, per cui, all’
inversione del carico, i chiodi devono scorrere nei
fori prima di entrare completamente in carico.
3. PROVA MONOTONA
CICLICHE SU XL-STUBS
E
PROVE
I dispositivi ADAS (Added Damping and Stiffness)
sono comunemente utilizzati nelle tecniche di
controllo passivo ai fini dell’assorbimento
dell’energia sismica in ingresso mediante la loro
applicazione su controventi a V rovescia. Ciò che
rende questi dispositivi, ma più in generale tutti i
dissipatori isteretici metallici, particolarmente
idonei ad impieghi di questo tipo è la forma.
Tipicamente gli smorzatori isteretici ADAS
lavorano in doppia curvatura e sono concepiti con
l’intento di sfruttare le caratteristiche dissipative
dell’acciaio lungo tutta l’estensione del
dispositivo conferendo al piatto metallico una
forma opportuna.
Gli XL-stubs sono basati sullo stesso principio
dei dispositivi summenzionati, e sono stati
sottoposti a prove di carico monotone e cicliche
con ampiezza costante (15, 25 e 30 mm) e con
ampiezza variabile, presso l'Università di Salerno.
Essi rappresentano l'estensione agli angolari, del
concetto dei T-stubs suggerito da Latour &
Rizzano (2012), utilizzati principalmente per nodi
trave colonna di strutture in acciaio a doppia
curvatura.
Pertanto gli XL-Stubs presentano la flangia con
una forma “a clessidra” che ne consente il
completo impegno plastico evitando la
concentrazione delle deformazioni nella sezione
di attacco flangia-anima e nella sezione del piatto
in corrispondenza dei bulloni.
Figura 3. Geometria degli XL-Stub
Nel presente
l’efficacia della
progetto degli
modo da avere
uguale a quella
et al. (2011).
lavoro, al fine di verificare
soluzione progettuale proposta, il
XL-stubs è stato effettuato in
una resistenza del collegamento
del hold-downs testati da Gavric
3
In particolate, cinque coppie di XL-stubs sono
stati collegati con otto bulloni M12 di classe 8.8 a
un pannello di larice.
A05-M
300
250
F [kN]
200
150
100
50
0
0
10
20
30
40
50
δ [mm]
Figura 4. Curva monotona e configurazione di prova con la
macchina universale degli XL-stub
La connessione dell’angolare al pannello di larice
è stata progettata nel rispetto dell’ Euro codice 5,
assumendo lo spessore del pannello di legno
maggiore di 6 volte il diametro dei bulloni, la
larghezza della piastra metallica funzione della
diffusione degli sforzi a 30 ° dalla fila più esterna
di bulloni e l'altezza è la massima compatibile
con la macchina di prova (Schenck Hydropuls
S56, massimo carico 630 kN, spostamento
massimo di + / - 125 mm). Le cinque coppie di
XL-stubs sono state sottoposte ad una prova di
trazione monotona (A05-M), tre prove di trazione
cicliche con ampiezza costante di mm 15, 25 e 30
(A01-C15, A02-C25, A03-C30) e una prova
ciclica ad ampiezza variabile (A04-CV). Gli XLstubs sono stati collegati al supporto rigido
inferiore che rappresenta l’elemento di vincolo
alla base, con quattro bulloni M18 classe 8.8 (2
per L-stub).
Figura 5. Modalità di rottura di una coppia di XL-stubs in
prove cicliche di ampiezza costante.
Le prove sono state condotte in controllo di
spostamento, con frequenza pari a 0,01 Hz, per le
prove cicliche ad ampiezza costante, a cui
corrisponde una velocità variabile da 0,3 mm/s a
0,6 mm/s in funzione dell’ampiezza ciclica. Per le
prove cicliche ad ampiezza variabile, condotte in
accordo alle norme AISC 2005, è stata impiegata
una velocità variabile da 0,5 mm/s a 0,9 mm/s
mentre per le prove monotone è stata adottata una
velocità costante pari a 0,025 mm/s.
In Fig.4 è riportato l’allestimento delle prove con
il risultato della prova monotona.
Si osserva, nella fase incrudente un incremento
della pendenza per valori elevati dello
spostamento dovuto al maggior impegno della
flangia
Figura 6. Immagini delle termocamera degli XL-stubs fino
al sesto ciclo a 25 mm di ampiezza.
Il collasso del collegamento, per tutte le prove
cicliche, è stato raggiunto come previsto, in
corrispondenza
dell’attacco
flangia-anima
bullonata al pannello (fig.5). In particolare, nella
prova ad ampiezza costante di 30 mm si è notata
una plasticizzazione pressoché contemporanea
delle due sezioni opposte alla strizione.
La rottura ha interessato progressivamente la
larghezza e lo spessore della flangia in
corrispondenza della saldatura, con perdita di
resistenza, rigidità e capacità di dissipazione
prima del collasso. La misurazione del calore
della flangia degli XL-stubs mediante
termocamera nei primi sei cicli della prova con
ampiezza di 25 mm, conferma il completo
impegno plastico della flangia stessa, come
illustrato in fig. 6.
Dai risultati ottenuti dalle prove cicliche e da
quella monotona sugli XL-stubs, è stata costruita
la curva di fatica di Wöhler (fig.7). La condizione
di collasso convenzionale è stata fissata in
corrispondenza di una riduzione del 50% della
capacità di dissipare l'energia (Castiglioni e
Calado, 1996).
4
Allo scopo di valutare, i benefici derivanti
dall’impiego dei collegamenti dissipativi
proposti, rispetto ai dispositivi di collegamento
classici, hold-down, nel presente lavoro viene
valutato il fattore di struttura.
Nella valutazione del fattore di struttura,
indipendentemente dal metodo che si adotta per
determinarlo, è necessario disporre di:
- una campagna di prove cicliche sugli elementi
strutturali del sistema costruttivo volte per
ricavare le informazioni necessarie per la
calibrazione di opportuni modelli numerici;
- un appropriato modello tridimensionale
numerico in grado di simulare la risposta non
lineare nel tempo di una struttura sottoposta ad un
appropriato insieme di eventi sismici reali;
- i risultati di prove su tavola vibrante su un
edificio in scala reale per calibrare il modello
numerico;
- la definizione di appropriati criteri di
snervamento e di collasso della struttura.
Figura 7. curva di fatica per gli XL-stub
La stima del danno D per la prova ciclica
ampiezza variabile è stata effettuata applicando la
regola di Miner:
D =∑
i
ni
nc
(1)
dove ni è il numero di cicli effettuati ad una data
ampiezza e nc è il numero di cicli per cui il
collegamento raggiunge il collasso (D = 1) alla
stessa ampiezza, dedotto dalla curva di fatica.
In Fig.8 è riportato la curva di danno cumulato
corrispondente alla storia di carico ciclica ad
ampiezza variabile. Si osserva che l’applicazione
delle regola di Miner individua il collasso in
corrispondenza del 56.mo ciclo in accordo alle
prove sperimentali (fig.6) che hanno evidenziato
al 58.mo ciclo una riduzione improvvisa della
capacità portante e la completa frattura.
In questo lavoro, partendo da prove cicliche sui
collegamenti disponibili in letteratura e dagli
studi condotti sui XL-stubs presso l'Università di
Salerno, è stato implementato un modello
numerico dell’edificio di tre piani testato su
tavola vibrante nel progetto SOFIE e sono state
effettuate analisi dinamiche incrementali non
lineari
(IDA) mediante il SeismoStruct,
sottoponendo il modello a sei accelerogrammi
naturali.
Il fattore q è stato quindi calcolato valutando il
seguente il rapporto:
Damage curve
1.8
1.6
1.4
Damage
1.2
1
0.8
0.6
q =
0.4
0.2
0
0
10
20
30
40
50
Number of cycles [#]
Figura 8. Curva del danno cumulato
Infine, il confronto tra il comportamento ciclico
degli XL-Stubs dissipativi e quello degli holddowns, normalmente utilizzati per edifici in legno
X-LAM (Fig.2) mostra chiaramente come gli XLstubs esibiscono prestazioni decisamente migliori
in termini di dissipazione di energia.
4. INFLUENZA DELLE CONNESSIONI
NELLA RISPOSTA SISMICA DI EDIFICI
PREFABBRICATI IN LEGNO
4.1. Metodo di analisi del fattore di struttura
60
αu
αy
(2)
dove au è il moltiplicatore dell'accelerazione a cui
corrisponde il collasso strutturale e ay è il
moltiplicatore
dell'accelerazione
a
cui
corrisponde il superamento della soglia elastica
dell'edificio.
4.2. Il modello numerico dell'edificio
L'edificio analizzato nel presente lavoro è stato
testato in scala reale su tavola vibrante nel luglio
2006 presso il laboratorio dell'Istituto Nazionale
di Scienze della Terra e prevenzione delle
catastrofi (NIED) a Tsukuba, Giappone,
nell'ambito del progetto di ricerca SOFIE
(Sistema Costruttivo Fiemme), patrocinato e
condotto dall’istituto IVALSA del Consiglio
5
numerico evidenzia che i modelli impiegati sono
in grado di cogliere adeguatamente sia i degradi
di resistenza e di rigidezza, che il fenomeno di
pinching.
L-­‐stub loded in traction
100
Force [kN]
50
0
-­‐50
experimental
-­‐100
numerical
-­‐150
0
10
20
30
40
50
Displacement [mm]
Angle bracket loded in tension
30
20
Force [kN]
10
0
-­‐10
experimental
-­‐20
numerical
-­‐30
0
5
10
15
20
25
30
35
Displacement [mm]
Angle bracket loded in shear
40
30
Force [kN]
20
10
0
-­‐10
-­‐20
experimental
-­‐30
numerical
-­‐40
-­‐40
-­‐30
-­‐20
-­‐10
0
10
20
30
40
Displacement [mm]
Screwed joint loded under in-­‐plane shear
10
8
6
4
Force [kN]
Nazionale delle Ricerche (CNR) e finanziato
dalla Provincia di Trento, Italia [Ceccotti et al.
(2006)].
L'edificio di tre piani presenta dimensioni in
pianta di circa 7 × 7 m, altezza di 10 m e tetto a
due falde. Le pareti presentano uno spessore di 85
mm e sono realizzate con tre strati incrociati di
pannelli in legno (X-lam) e connessi tramite
viti-giunti con strisce in LVL. Sia gli hold-down
che i collegamenti innovativi XL-stubs, sono stati
inseriti nel modello, in accordo all’edificio reale,
alle estremità delle pareti e vicino alle aperture,
per collegare i pannelli con la fondazione e con i
solai. Inoltre sono previste per ogni pannello due
staffe angolari di collegamento dei pannelli, con
la fondazione e con i solai. I due orizzontamenti
sono realizzati con pannelli da 142 mm di
spessore. Sui due Solai sono state poste masse
aggiuntive per simulare il peso dei carichi
permanenti ed il 30% dei carichi accidentali. Sul
tetto, invece, non sono stati applicati carichi
supplementari in accordo a quanto previsto
dall'Eurocodice 8 e dalle NTC2008.
La struttura simulata caratterizzata da una
apertura di 2,55×2,55 m al piano terra, è stata già
sottoposta ad analisi dinamiche non lineari nella
configurazione con hold-down da Ceccotti et al.(
2006)
Nel presente lavoro, il modello numerico è stato
implementato nel software SeismoStruct,
assumendo un comportamento rigido dei pannelli
e degli orizzontamenti nel loro piano. Quindi,
ogni pannello è stato modellato con un sistema di
aste, costituito da un telaio perimetrale con
controventi diagonali (Fig.9).
2
0
-­‐2
-­‐4
-­‐6
experimental
-­‐8
numerical
-­‐10
-­‐50
-­‐40
-­‐30
-­‐20
-­‐10
0
10
20
30
40
50
Displacement [mm]
Figura 10. Curve isteretiche e numeriche dei collegamenti
Figura 9. Foto destra - costruzione reale; Foto sinistra
configurazione deformata del modello numerico.
I collegamenti sono stati modellati con legami
multilineari ciclici calibrati sia per hold-down che
per gli XL-stubs, sui risultati delle prove
sperimentali.
I principali parametri dei modelli impiegati per
l’hold-down, gli XL-stubs e gli angolari a taglio
sono riportati nella Tab.4.1.
Come si osserva in Fig.10, il confronto tra le
curve cicliche sperimentali e quelle del modello
Tabella 1. Parametri del modello ciclico multilineare dei
collegamenti.
Trilinear model
parameters
EI - Initial
flexural rigidity
PCP - Cracking
Force (positive)
PYP - Yield Force
(positive)
UYP - Yield
Displacement
kN/mm
XLstub
traction
18.33
angle
bracket
traction
4.93
shear
11.05
screwed
joint
shear
21.5
kN
11.29
1.38
0.59
9.64
kN
35.73
7.6
18.68
32.65
mm
2.94
2.89
11
7.56
6
(positive)
UUP - Ultimate
Displacement
(positive)
3P - Post Yield
Flexural Stiffness
(positive) as ratio
of EI
PCN - Cracking
Force (negative)
PYN - Yield
Force (negative)
UYN - Yield
Displacement
(negative)
UUN - Ultimate
Displacement
(negative)
3N - Post Yield
Flexural Stiffness
(negative) as ratio
of EI
HC - Stiffness
degrading
parameter
HBD - Ductilitybased strength
decay parameter
HBE - Hysteretic
energy-based
strength decay
parameter
HS - Slip
parameter
t
mm
-
53
25
0.061
0.21
33
0.049
0SE
test
10.
65
7.39
mod
el
9.8
9
6.74
24
.1
0
diffe
rence
7.1
%
8.8
%
7.
3
%
41
0.03388
Kobe 0.82g
1
N
E
26
.0
0
2
N
E
5
1.
5
0
4
9.
2
0
4.
5
%
3
N
E
58
.9
0
1S
E
3S
E
29
.5
0
2
S
E
56
.1
0
57
.4
0
27
.8
0
53
.3
0
60
.0
0
2.
5
%
5.
8
%
5.
0
%
3.
5
%
62
.2
0
kN
-150
-40
-0.43
-6.69
kN
-150
-8.1833
21.91
-11
-30.29
mm
40.001
8.1136
mm
-100
-100
-33
-41
-
0.999
0.999
0.034
0.04056
-
2000
200
2000
2000
-
0.01
0.2
0.05
0.03
4.3. Valutazione del fattore di struttura q
-
0.01
0.2
0.03
0.06
-
0.65
0.25
0.3
0.37
Per la valutazione del fattore di struttura è stato
necessario,
preliminarmente,
definire
le
condizioni convenzionali corrispondenti al
raggiungimento del limite elastico e del limite
ultimo.
Nel
presente
lavoro,
il
moltiplicatore
dell’accelerogramma ay corrispondente al limite
elastico dell’edificio è stato assunto nel caso di
impiego di collegamenti hold-down pari a 0,35, in
accordo a Ceccotti e al. (2002). Nel caso invece
di impiego di collegamenti XL-stubs, il limite
elastico dell’edificio è stato individuato
controllando il raggiungimento della condizione
seguente:
-7.3
Al fine di simulare il vincolo unilaterale dato
dalla fondazione e dal solaio nella direzione
degli spostamenti verticali dei pannelli, sono state
utilizzate per i collegamenti delle molle
asimmetriche poste in parallelo.
Le masse sono state concentrate nei nodi della
struttura ed è stato utilizzato uno smorzamento
del 5%.
Per valutare l'affidabilità del modello numerico, è
stato preliminarmente applicato al modello lo
stesso accelerogramma utilizzato nella prova su
tavola vibrante nel progetto SOFIE, ovvero
l’accelerogramma di _Kobe 0,82g.
In Tab. 4.2 vengono confrontati i risultati delle
prove su tavola vibrante con quello forniti dal
modello implementato nel presente lavoro, in
termini di spostamento orizzontali di piano e
spostamenti verticali in corrispondenza degli
hold-down. Si osserva che le differenze sono in
tutti i casi molto contenute, con un valore
massimo del 7,3% per gli spostamenti in
direzione orizzontale e del 8,8% in direzione
verticale.
Tabella 2. confronto tra i risultati sperimentali ed il
modello analitico.
Max
displacemen
0N
E
z-direction
(mm)
x-direction (mm)
Le differenze tra gli spostamenti orizzontali del
modello numerico e quelli registrati nelle prove
sperimentali non supera 7,3%, mentre per il
sollevamento degli hold-down la differenza non
supera 8,8%.
Fmax > Fy ,lim =
αu
αy
(3)
dove Fmax è la forza che agisce sul XL-stub più
sollecitato e Fy,lim è la forza che ne determina lo
snervamento definito, in accordo all’ Eurocodice
3, in corrispondenza dei 2/3 della resistenza
plastica. La resistenza plastica dell'elemento è
stata
convenzionalmente
determinata
intersecando la curva
monotona forzaspostamento con una retta di pendenza pari a 1/ 3,
della rigidezza iniziale. In particolare, sulla base
delle curve sperimentali, è stato trovato per gli
XL-stubs un limite elastico pari al 34,6 kN.
Il moltiplicatore dell’ accelerazione au è stato
valutato in corrispondenza del collasso del XLstub o hold-down più sollecitato.
Tuttavia, data la casualità della storia di carico,
per determinare il livello di danno raggiunto,
utilizzando la regola di Miner, è stato applicato il
7
metodo di conteggio dei cicli "rainflow" ,
procedendo con le seguenti fasi:
Newhall, E-W, 19.98s)
1. riarrangiamento della storia di carico a partire
dalla massima escursione plastica verificatasi
durante l'intera storia di carico;
2. accoppiamento del massimo assoluto con il
minimo assoluto per formare il ciclo di massima
ampiezza;
3. accoppiamento di tutti i punti di massimo
relativo con i punti più vicini di minimo relativo
al fine di determinare i cicli di ampiezza minore.
C
C
C
E
A
E
D
C
D
I
G
G
H
F
a
5
8
C
A
G
B
H
a)
25
D
O
B
50
Con gli stessi accelerogrammi sono stati valutati
da (Ceccotti et al., 2006) i valori dei relativi
fattori di struttura q. La condizione di collasso
dell'edificio con hold-down è stata assunta in
corrispondenza del raggiungimento di un
sollevamento dell’ l’hold-down maggiormente
caricato pari a 25,5 mm, che corrisponde al
massimo spostamento osservato nei test su tavola
vibrante nel progetto SOFIE.
Invece, per quanto riguarda l’edificio con XLstubs, avendo determinato la curva di fatica del
XL-stubs, la condizione di collasso dell’edificio è
stata
assunta
in
corrispondenza
del
raggiungimento di un livello di danno pari a 1 nel
XL-stub più sollecitato.
Il confronto tra la risposta dell’ edificio con holddown e di quello con XL-stub mostra che
l'applicazione c) di quest’ultimi ad edifici
prefabbricati in legno fornisce un significativo
incremento del fattore di struttura. In particolare,
il valore del fattore q calcolato per l’edificio a tre
piani con XL-stub non è inferiore a 4,50 e
significativamente superiore al valore minimo di
2,5 riscontrato nel caso dell’edificio con holddown. Inoltre, il valore minimo di 4,5 trovato per
l’edificio con XL-stub risulta 1,5 volte superiore
al valore di 3 raccomandato da (Ceccotti et al.,
2007) per le strutture con pannelli in legno
multistrato, che impiegano hold-downs.
E
A
40
H
b)
F
b
c
Figura 11. Rainflow metodo di conteggio: a) storia
temporale casuale, b) riarragamento della storia di carico
(CF), c) altri cicli (ED, GH, AB)
B
F
5. CONCLUSIONI
Le analisi dinamiche incrementali sono state
condotte per valori crescenti del moltiplicatore
(a) dell’ accelerogramma con un passo di 0,2 g
fino alla determinazione di ay e poi con un passo
di 0,05g fino alla individuazione di au.
In Tab.4.3 sono riportati i risultati delle IDA
condotte per gli edifici con entrambe le tipologie
di collegamento sottoposti a 6 accelerogrammi
storici coincidenti con quelli impiegati in
(Ceccotti e al. 2006).
Tabella 3. Risultati delle analisi
Earthquake
El Centro (19/5/40, Imperial
Valley, N-S, 40.0s)
Kobe (16/1/95, JMA, N-S,
48.0s)
Kocaeli (17/8/99, Yapi
Kredi, N-S, 85.80s)
Loma Prieta (18/10/89,
Corralitos, E-W, 39.98s)
Nocera Umbra (27/7/97,
Nocera, E-W, 13.7s)
Northridge (17/1/94,
building with
XL-stubs
q
αy
αu
0.
50
0.
45
0.
45
0.
55
0.
45
0.
2.
25
2.
10
2.
20
2.
70
3.
00
2.
4.
50
4.
67
4.
89
4.
91
6.
67
6.
building with
hold-downs
q
αy
αu
0.3
5
0.3
5
0.3
5
0.3
5
0.3
5
0.3
1.2
0
1.1
5
1.4
3
1.0
5
1.6
0
0.8
3.43
3.20
4.09
3.00
4.57
Gli edifici prefabbricati in legno multistrato sono
caratterizzati da una limitata capacità di dissipare
energia in quanto le zone dissipative sono
rappresentate dai soli elementi che collegano i
pannelli alla fondazione o i pannello ai solai.
In questo lavoro, è stato sviluppato un
programma sperimentale finalizzato alla messa a
punto di elementi innovativi di collegamento
denominati XL-stubs, in grado di incrementare in
modo significativo la capacità di dissipazione di
energia della struttura.
Partendo
dai
risultati
sperimentali
sul
collegamento XL-stub è stato calibrato un
accurato modello del comportamento isteretico
dei XL-stubs. Tale modello è stato impiegato in
analisi dinamiche incrementali di un edificio a tre
piani finalizzate alla valutazione del fattore di
struttura q.
I risultati delle analisi condotte, considerando sei
accelerogrammi naturali, mostrano un valore
minimo del fattore q dell’edificio esaminato con
XL-stubs pari a 4,5, significativamente maggiore
2.51
8
rispetto a quello ottenuto utilizzando elementi di
collegamento hold-downs.
I risultati ottenuti sebbene limitati al caso
dell’edificio di tre piani investigato nel progetto
SOFIE, sono incoraggianti, per cui nel prosieguo
della ricerca l’analisi sarà ampliata considerando
una più estesa tipologia di edifici in legno con
pannelli multistrato.
RIFERIMENTI
Gavric, I., Ceccotti, A. and Fragiacomo, M. (2011).
Experimental cyclic tests on cross-laminated timber
panels and typical connections. XVI Anidis Conference
“L’Ingegneria Sismica in Italia”. Proceedings on cdrom.
Ceccotti, A., Follesa, Karacabeyli, E. (2000). 3D Seismic
Analysis of Multi-Storey Wood Frame Construction.
6th World Conference on timber Engineering. Whisler
Resort, British Columbia, Canada.
Ceccotti, A., Follesa, M., Kawai, N.Lauriola, M.P., Minowa
C., Sandhaas, C., Yasumura, M. (2006). Which
Seismic Behaviour Factor for Multi-Storey Buildings
made of Cross-Laminated Wooden Panels?,
Proceedings of 39th CIB W18 Meeting, paper n.39-154, Firenze 2006
Latour, M., & Rizzano, G. (2012). Experimental Behavior
and Mechanical Modeling of Dissipative T-Stub
Connections. Journal of Structural Engineering,
138(2), 170-182.
Pozza, L., Scotta, R. (2011). Valutazione numerica del
comportamento sismico e del fattore di struttura “q” di
edifici in legno con pareti XLam. XIV Anidis
Conference - L’Ingegneria Sismica in Italia.
Proceedings on cd-rom. (in Italian).
Seismosoft (2007). SeismoStruct. A computer program for
static and dynamic nonlinear analysis of framed
structurs. Retrieved from seismosoft.com
9