Prevenzione di Collasso Progressivo in Edifici Alti Prefabbricati con Elementi di Solaio a Cassone - CPi worldwide
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ELEMENTI PREFABBRICATI IN CALCESTRUZZO
DLC Consulting srl, 20126, Milan, Italia
Prevenzione di Collasso Progressivo
in Edifici Alti Prefabbricati con Elementi
di Solaio a Cassone
n Bruno Dal Lago · Krunal Gajera
Le strutture prefabbricate in calcestruzzo sono riconosciute
tra le tipologie che possono maggiormente essere sog-
gette al pericoloso fenomeno del collasso progressivo,
anche a causa di alcuni eventi disastrosi avvenuti nel pas-
sato che hanno riguardato edifici costruiti con tecnologie
oggi desuete, progettati senza criteri di robustezza struttu-
rale e spesso realizzati con giunti e connessioni deficitari.
I criteri di robustezza strutturale passiva per edifici multi-
piano così come inquadrati nei codici di progettazione più
diffusi al mondo prevedono l’impiego di sistemi di tiranti
verticali e orizzontali che entrino in funzione in caso di
perdita incidentale di uno o più elementi strutturali primari
in seguito ad un evento imprevisto (generalmente impatti
o esplosioni o demolizioni dissennate). Danneggiamento
grave e grandi deformazioni degli elementi strutturali
coinvolti nel meccanismo resistente, sebbene non tali da
provocare collassi a catena, sono tipicamente accettati in Fig. 1: Esempio di elemento precompresso di solaio
virtù della limitata probabilità di accadimento dell’evento con sezione a cassone con ali inferiori
imprevisto.
Mentre tiranti verticali possono essere (relativamente) facil- esibire fonti alternative di robustezza strutturale per fermare
mente realizzati in strutture prefabbricate sia a pareti sia a la progressione del collasso sulla base della forma degli ele-
telaio impiegando dispositive duttili di connessione [1], le ri- menti di solaio e del loro sistema di connessione. Questo
chieste normative per i tiranti orizzontali portano spesso alla articolo riassume i risultati di un’estesa analisi numerica foca-
necessità di impiego di una prefabbricazione solo parziale, lizzata sul comportamento strutturale di uno specifico sistema
con il getto in opera di calcestruzzo a riempimento di giunti di realizzazione di solai prefabbricati assemblati a secco che
ad umido e per la realizzazione di cappe collaboranti. si avvale di elementi precompressi con sezione a cassone
con ali inferiori (Figura 1) impiegati alternativamente sia in
Ciononostante, tecniche di costruzione innovative basate sistemi strutturali a pareti sia a telaio laddove uno o più ele-
sulla prefabbricazione totale e sull’impiego esteso di ele- menti strutturali primari verticali siano nozionalmente rimossi.
menti prefabbricati in calcestruzzo giuntati a secco con
connessioni meccaniche che evitino il getto di calcestruzzo Edificio oggetto di studio e sistemi
nell’intera sovrastruttura [2,3] sono oggi in rapida evoluzione di prefabbricazione impiegati
e desiderati per la costruzione di edifici anche di media ed
elevata altezza. Tali sistemi costruttivi, basati su dispositivi di Gli elementi di solaio con sezione a cassone con ali inferiori
connessione meccanica anche per elementi di solaio pre- precedentemente introdotti sono oggi correntemente impie-
compressi di grande luce, tipicamente faticano a garantire ti- gati in sistemi prefabbricati a pareti o a telaio. Due edifici a
ranti orizzontali aventi le resistenze richieste dalle normative, torre con caratteristiche simili aventi un’altezza di 100 m (34
nelle quali tuttavia tali sistemi non sono ancora inquadrati. piani) e una maglia strutturale quadrata di lato 7 m (Figura 2)
Tuttavia, impalcati prefabbricati assemblati a secco possono sono stati selezionati come casi studio. L’assetto strutturale
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ELEMENTI PREFABBRICATI IN CALCESTRUZZO
n Bruno Dal Lago, PhD, PE, è Ricercatore in Tecnica delle Costruzioni presso il Diparitmento CONCRETE
di Scienze Teoriche e Applicate dell’Università degli Studi dell’Insubria a Varese e socio fonda-
tore dello studio DLC Consulting di Milano. I suoi principali temi di ricerca sono: innovazione
PLANT
in strutture prefabbricate, comportamento e progettazione sismica di strutture prefabbricate, INTERNATIONAL
sperimentazione e modellazione numerica di conessioni meccaniche, tecniche e progetta-
zione di precompressione.
n Krunal Gajera, PE, è Ingegnere Strutturista collaboratore della DLC Consulting di Milano. Il
suo lavoro si focalizza sulla analisi e progettazione di elementi prefabbricati e connessioni per
edifici prefabbricati con destinazione residenziale, commerciale ed industriale.
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a) b)
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Fig. 2 (a)+(b): Edificio alto 100 m oggetto di studio: (a) struttura a pareti, Register here:
(b) struttura mista telaio/nucleo www.cpi-worldwide.com/registration
di tali edifici è stato in precedenza completamente definito (inclusi dettagli di ar-
matura) in accordo con la tipica progettazione per carichi statici e dinamici. Nel
sistema costruttivo a pareti, gli elementi di solaio sono posizionati direttamente
su mensole sporgenti dagli elementi di parete. Nel sistema costruttivo a telaio, gli
elementi di solaio sono posizionati sulla soletta inferiore di travi precompresse con
sezione a T rovescia. In entrambi i casi, il soffitto risulta piano grazie all’impiego di
selle Gerber in tutti gli elementi orizzontali, così come il pavimento in conseguenza
all’installazione di lastre di completamento in calcestruzzo armato su recessi appo-
sitamente ricavati negli elementi di solaio.
I sistemi impiantistici (MEP) sono distribuiti entro lo spessore del solaio. Tutti gli
elementi di solaio sono collegati a ciascuna estremità alla struttura portante (al-
ternativamente pareti o travi) con due spinotti M20 distanziati, uno per nervatura.
Dopo che la barra filettata di spinotto viene avvitata entro l’accoppiatore inserito
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ELEMENTI PREFABBRICATI IN CALCESTRUZZO
a) b)
Fig. 3 (a)+(b): Modelli FEM del modulo di piano tipo: (a) struttura a pareti, (b) struttura mista telaio/nucleo
nell’elemento portante ed ancorata ad esso con dado e specifiche analisi di rischio. Tali porzioni sono state model-
rondella, il giunto viene completato con il getto di malta a late con il metodo degli elementi finiti utilizzando il software
ritiro compensato ad alta resistenza. I tegoli sono inoltre mu- Straus7 (Strand7). Immagini tratte dai modelli di calcolo sono
tualmente collegati tra loro con numerosi giunti saldati con mostrate in Figura 3. Architravi/travi e pareti/pilastri sono stati
barre installate su angolari inclinati inseriti in fase di produ- modellati con elementi di trave non lineari con plasticità di-
zione nella soletta inferiore dei tegoli. Maggiori dettagli su stribuita, mentre i tegoli sono stati modellati con elementi di
queste connessioni sono disponibili in [4]. Mentre le pareti piastra/guscio lineari. La precompressione è stata introdotta
sono prodotte monoliticamente e connesse rigidamente con numericamente negli elementi di trave del sistema a telaio.
pareti adiacenti attraverso giunti verticali a chiave di taglio [5],
i giunti trave-pilastro del sistema a telaio sono caratterizzati Entrambe le tipologie di connessione tegolo-parete/trave
dalla presenza di connessioni resistenti a momento basate spinottate e tegolo-tegolo saldate sono state modellate con
sull’impiego di accoppiatori meccanici [1,6], disposti esclusi- molle di connessione alle quali sono stati attribuiti valori di
vamente per soddisfare i requisiti di robustezza strutturale. I rigidezza e resistenza risultanti da prove sperimentali multi-
giunti verticali di pareti e pilastri sono considerati completa- assiali condotte a rottura in laboratorio su provini del tutto
mente emulativi grazie all’impiego di accoppiatori meccanici analoghi ai giunti reali (alcune prove sono state già presen-
duttili [1]. tate e discusse in [5], altre sono state specificatamente svolte
come da Figura 4).
Strategia di modellazione numerica
I carichi applicati oltre al peso proprio degli elementi strut-
I moduli di impalcato più severamente caricati degli edifici turali sono il carico permanente non strutturale (2.0 kN/m2),
oggetti di studio sono stati selezionati per effettuare la rimo- il carico variabile associato a destinazione d’uso residenziale
zione nozionale degli elementi verticali portanti, come pre- (2.0 kN/m2-0.6 kN/m2 nell’opportuna combinazione) e il peso
visto per scenari di carico non esplicitamente previsti in pro- dei pannelli di tamponamento (6.0 kN/m - 50% di superficie
gettazioni standard, alternativamente da identificare tramite vetrata).
a) b) c) d)
Fig. 4 (a)+(b)+(c)+(d): Prove di laboratorio di connessioni e giunti: (a) spinotto a taglio, (b) spinotto a trazione,
(c) mensola in compressione, (d) giunto saldato tra tegoli a taglio
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a)
Fig. 5 (a)+(b):
isultati FEM di analisi
statiche non lineari
b) con rimozione nozio-
nale in copertura:
(a) struttura a pareti
(max spost. 4.6 cm),
(b) struttura mista
telaio/nucleo (max
spost. 6.4 cm)
Un comportamento a diaframma rigido è stato considerato struzzo non è stato considerato. L’acciaio di armatura B450C
per le porzioni di edificio che circondano quelle esplicita- è stato modellato con un modello elasto-parabolico. Il codice
mente modellate, grazie alla presenza delle connessioni di calcolo distribuisce automaticamente la plasticità lungo gli
meccaniche di piano, così come anche sperimentalmente elementi di trave attraverso punti discreti di integrazione. Si
confermato in [6]. Il comportamento sezionale non lineare sono quindi svolte analisi statiche non lineari considerando
è stato ottenuto sulla base dei valori di resistenza nominali differenti scenari di perdita di parete/pilastro, riguardanti la
per calcestruzzo, acciaio e connessioni, secondo il comune rimozione di un singolo elemento di parete o di multipli ele-
approccio in presenza di combinazione di carico eccezionale menti contemporaneamente, e differenti posizioni di pilastri
(fuoco, impatti ed esplosioni). Il calcestruzzo di classe C40/50 (interni, di bordo, d’angolo) per il sistema a telaio. Inoltre, gli
è stato modellato in compressione con un legame di Sargin/ scenari di carico sono stati considerati per rimozione a di-
Saenz modificato. Il comportamento a trazione del calce- verse quote dell’edificio, laddove si riportano nel seguito per
brevità i risultati inerenti l’ultimo piano e il piano terra.
Discussione dei risultati
Riguardo lo scenario della rimozione contemporanea di due
pareti in un tipico pannello avente 3 pareti all’ultimo piano
(Figura 5a), si è osservato che la parte superiore del pannello,
contente gli architravi, è soggetta a plasticizzazione avan-
zata e danneggiamento, sebbene l’architrave isolatamente
sarebbe collassato. In effetti, il massimo momento flettente
sull’architrave viene ridotto di ben 2.43 volte dalla presenza
dei tegoli e delle loro connessioni.
Questo risultato viene ottenuto grazie alla grande rigidezza
(e resistenza) torsionale del tegolo con sezione a cassone,
il quale è in grado di mitigare lo sviluppo di momento flet-
Fig. 6: Coppie torsionali formantesi nella connessione spi- tente sull’architrave grazie alle coppie torsionali verticali che
nottata tegolo-trave in conseguenza alla rimozione nozionale si vengono a creare in corrispondenza dei giunti spinottati.
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a) b)
Fig. 7 (a)+(b): Risultati
FEM di analisi statiche
non lineari con rimo-
zione nozionale
al piano terra:
(a) struttura a pareti
(max spost. 0.33 cm),
(b) struttura mista
telaio/nucleo (max
spost. 13.5 cm)
Tali coppie introducono un importante contributo di robu- pareti quando la rimozione viene effettuata a piani intermedi
stezza strutturale che consente all’architrave e alla struttura o alla base, mentre la combinazione di entrambi gli effetti è
intera a resistere alla gravosa condizione di carico imposta, sempre stata osservata per tutti gli altri casi.
contenendo la massima deformazione in pochi centimetri.
Considerazioni del tutto simili possono essere estese anche Nonostante l’impalcato prefabbricato a secco offra tiranti di
al sistema a telaio, laddove lo scenario più gravoso è stato piano più deboli rispetto ai requisiti normativi, garantiti dalla
osservato con la rimozione del pilastro d’angolo (Figura 5b). presenza delle connessioni meccaniche, dai risultati delle
analisi statiche non lineari può essere dedotto che i sistemi
Riguardo la rimozione nozionale di parete/pilastro ai piani costruttivi studiati offrano rilevanti risorse di robustezza strut-
inferiori, il comportamento dei due sistemi è stato osservato turale alternative. Le massime sollecitazioni sulle connessioni
divergere significativamente. In particolare, il sistema a pareti di piano in entrambi i sistemi appaiono compatibili con le
è risultato soggetto a deformazioni inferiori rispetto al caso resistenze sperimentali delle connessioni tegolo-parete/trave
di rimozione all’ultimo piano (Figura 7a), grazie allo sviluppo a spinotto e tegolo-tegolo saldate.
di un efficace effetto telaio nei pannelli di parete superiori
che assicurano un comportamento pienamente elastico degli In particolare, forti sollecitazioni verticali si trovano ad insi-
elementi portanti sia verticali che orizzontali. stere sulle connessioni spinottate a causa dell’equilibrio tor-
sionale del tegolo. Tali forze, combinate con il carico gravita-
Equilibrio e convergenza numerica sono stati trovati anche zionale trasmesso dal tegolo stesso agli appoggi, avvengono
riguardo lo scenario di contemporanea rimozione di tutte e contemporaneamente alle azioni di taglio nel piano orizzon-
3 le pareti del pannello di base. Al contrario, deformazioni tale, creando una complessa sollecitazione multi-assiale. I
maggiori sono state ottenute per il sistema a telaio quando la dettagli costruttivi impiegati risultano fondamentali per assi-
rimozione nozionale del pilastro è stata analizzata per il piano curare la resistenza di questo giunto. Gli spostamenti ottenuti
terra (Figura 7b) a causa del bilanciamento tra (a) l’effetto ir- dalle analisi, contenuti in pochi cent
rigidente degli elementi orizzontali convergenti nel nodo ai
piani superiori, e (b) il carico aggiuntivo originato dalla parte imetri nei casi più gravosi, risultano essere modesti se compa-
superiore del pilastro. rati con i grandi spostamenti del secondo ordine tipicamente
associati al funzionamento a fune degli elementi tradizionali
Si è osservato che i due meccanismi resistenti individuati – (1) in calcestruzzo armato, il che rende entrambi i sistemi costrut-
azione a telaio degli elementi superiori agenti in flessione/ tivi studiati meno vulnerabili (e più facilmente riparabili) ri-
taglio e (2) torsione dei tegoli dell’impalcato – costituiscono spetto a sistemi costruttivi standard in calcestruzzo armato sia
fonti indipendenti di robustezza strutturale che agiscono prefabbricati che gettati in opera, quando soggetti a scenari
in parallelo per entrambi i sistemi costruttivi considerati. di rimozione nozionale di elementi primari. n
L’effetto a telaio diviene predominante solo per il sistema a
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Bibliografia ALTRE INFORMAZIONI
[1] Dal Lago, B., Del Galdo, M., Ferrara, L., Dal Lago, A. (2021). “Ductile
short-length bolted connections for precast concrete load-bearing
elements”, proceedings of the fib Symposium 2021.
[2] Dal Lago, B., Dal Lago, A., Franceschelli, F. (2016). “Innovation for
smart industrial housing”, Concrete Plant International, 2, 298-300.
[3] Dal Lago, B., Dal Lago, A. (2018). “New precast constructions for in- Department of Theoretical and Applied Sciences
tegrated complex urban interventions / Neue fertigteilkonstruktio-
nen für integrierte komplexe städtische interventionen”, BFT Inter-
Università degli Studi dell’Insubria
national, 84(4), 72-80. Via Dunant 3 – 21100 Varese – Italia
[4] Dal Lago, B., Gajera, K. (2021). “Role of dry-assembled precast T +39 (0)332 421393
decks with box-section slab elements against progressive collapse bruno.dallago@uninsubria.it
in high-rise panel and frame/wall buildings”, proceedings of the fib
Symposium 2021. www.uninsubria.it
[5] Dal Lago, B., Ferrara, L., Dal Lago, A. (2018). “Recent advances and
experimental findings on the structural behaviour of an innovative
dry-assembled precast concrete wall system”, Alitinform, 4(53), 34-
46.
[6] Dal Lago, B., Negro, P., Dal Lago, A. (2018). “Seismic design and
performance of dry-assembled precast structures with adaptable
joints”, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 106, 182-195. DLC Consulting srl
Viale Monza 265, 0126 Milano – Italia
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