Adeguamento sismico di edifici scolastici prefabbricati in c.a.: soluzioni a confronto

Tecniche d’intervento in edifici con struttura a telaio

Il tema dell’adeguamento sismico dell’edilizia scolastica nel nostro Paese costituisce un problema molto sentito in Italia particolarmente a seguito del crollo della Scuola Jovine di San Giuliano di Puglia del 31 ottobre 2002, in cui hanno perso la vita 27 bambini e la loro maestra, colti all’interno dell’edificio al momento della scossa delle 11:32.

Censimenti sul costruito basati sull’epoca di edificazione rivelano che in Italia non più del 15% dei complessi scolastici risponde a criteri di progettazione antisismica. Il loro adeguamento dipende da molteplici fattori, fra cui prioritariamente il tipo di struttura, se a telaio oppure a pannelli, la presenza o meno di un interrato, la regolarità in pianta ed in altezza della costruzione, la necessità di evacuazione o meno dell’edificio per l’esecuzione dell’intervento.

Come successo per la scuola Jovine che, dopo quel tragico evento è stata ricostruita con isolamento alla base, anche nell’adeguamento dell’esistente dovrebbe diventare una regola l’applicazione di moderne tecniche di isolamento e dissipazione supplementare di energia per la mitigazione degli effetti di danno procurati da terremoti di elevata intensità. Tuttavia, se nell’edificazione del nuovo il tecnico può definire la soluzione progettuale a seconda delle esigenze costruttive che gli vengono fornite dalla committenza, nel recupero del costruito pre-normativo deve saper scegliere fra soluzioni differenti la più efficace dal punto di vista strutturale e d’impatto architettonico ed economico-sociale.

Come “economico-sociale” s’intende l’aspetto legato alla cantierizzazione dell’intervento, che possa richiedere o meno l’evacuazione dell’edificio durante i lavori. Ciò può comportare spese aggiuntive da parte delle Amministrazioni, nonché disagio per gli alunni e le loro famiglie che per periodi più o meno prolungati devono cambiare sede scolastica. A quest’ultimo riguardo si osserva come nel caso di strutture con piano interrato già presente, per quanto magari inutilizzato, sia da preferirsi la soluzione con isolamento alla base, il cui intervento può non interferire con lo svolgimento delle attività scolastiche. In sua assenza, nel caso di strutture a telaio diventa certamente d’interesse la soluzione per controventamento dissipativo.

In tale evenienza, il problema progettuale si sposta sulla scelta del tipo di dispositivo per ottenere il massimo beneficio dal punto di vista della minimizzazione della risposta strutturale anche nel caso di terremoti di massima intensità, oltreché del già citato impatto architettonico ed economico-sociale.

Pensando ad una classificazione dei dissipatori in commercio che distingua fra quelli con proprietà congiuntamente elastico-dissipative, come i metallici, e quelli preminentemente smorzanti, come i fluido-viscosi pressurizzati a matrice siliconica, si osserva infatti come i primi debbano essere inclusi in maglie distribuite in pianta ed in altezza, nello sviluppo dell’edificio, in modo da garantire la minimizzazione dell’eccentricità fra baricentro e centro di rigidezza della struttura.

Questo aspetto è indifferente per i secondi, il cui inserimento procura non significative variazioni dei parametri modali dell’edificio, rispetto alla configurazione originaria di telaio nudo, pur a fronte di una sensibile riduzione delle sollecitazioni sulle membrature. Partendo da tali considerazioni, nell’articolo viene esaminata l’efficienza di due soluzioni di adeguamento per controventamento dissipativo di un edificio monopiano prefabbricato in calcestruzzo armato, in un caso realizzato con dispositivi metallici, in un altro mediante dissipatori fluido-viscosi pressurizzati a matrice siliconica.

Il confronto degli esiti derivanti dal loro studio consente l’esemplificazione degli effetti strutturali, d’impatto architettonico e socio-economico conseguenti alla loro applicazione.

Verifica allo SA dell’edificio assunto come caso di studio

La costruzione esaminata nel presente studio fa parte di un gruppo di 34 asili, realizzati in Toscana fra il 1974 ed il 1978, sulla base di un comune progetto-tipo, sia architettonico che strutturale. Come reso evidente dalla pianta in Figura 1, l’edificio è composto da due blocchi quadrati affiancati, con dimensioni complessive di 31,20×23,40 m×m, che si sviluppano su un unico piano fuori terra. Nel blocco esposto a sud le travi aggettano di 2,70 m dal perimetro esterno, sul lato frontale e tergale, creando due tettoie simmetriche rispetto allo stesso blocco.

La struttura è prefabbricata in calcestruzzo armato, composta da 5 telai disposti lungo la direzione Y, parallela al fronte strada. Ortogonalmente ad essi è ordito il solaio di copertura, mentre quello di calpestio ha un’orientazione ortogonale. Sono realizzati con pannelli prefabbricati in calcestruzzo armato vibrato, a sezione modulare binervata, appoggiati sulle ali delle travi.

Dal progetto originale gli elementi del solaio di copertura risultano vincolati alle travi mediante una soletta di calcestruzzo gettata in opera di 50 mm, armata con maglie 200×200 mm×mm di rete elettrosaldata in fili di diametro 5. I pilastri, di dimensioni 300×300 mm×mm, con armatura longitudinale di 2+2 Φ16 e staffe Φ6 con passo di 200 mm, sono dotati di mensole sommitali, su cui poggiano travi ad omega, così come mostrato nella sezione in Figura 2. Dalla campagna di prove in sito condotta sull’edificio non è stato possibile stabilire il grado di vincolo realmente presente fra le travi ed i pilastri per cui, come discusso nei successivi paragrafi, nell’analisi strutturale sono state esaminate entrambe le condizioni limite di cerniera, oppure d’incastro sommitale.

La fondazione consiste in plinti a bicchiere, collegati tra loro mediante travi di collegamento, sulle quali poggia il solaio di calpestio, realizzato a sua volta con tegoloni binervati. In Figura 3 sono riportate alcune delle sezioni dei principali elementi costituenti la struttura dell’edificio.

In Figura 4 viene mostrata una vista 3D del modello agli elementi finiti, rappresentativo dell’edificio allo Stato Attuale (SA), generato mediante il codice di calcolo agli elementi finiti SAP2000NL
L’analisi modale con esso condotta ha evidenziato come i primi due modi siano preminentemente traslazionali per entrambe le configurazioni di cerniera, oppure incastro sommitale, con periodi rispettivamente di 0,785 s (Tx,SA,c) e 0,776 s (T_y,SA,c) nel caso di cerniera, e 0,435 s (T_X,SA,i) e 0,408 s (T_y,SA,i) per il vincolo d’incastro. Trattandosi dinamicamente di un oscillatore semplice, le masse attivate sono comunque non inferiori al 93%.
Conformemente a quanto richiesto dalla norma tecnica NTC 2018, la documentazione progettuale originaria reperita e la sperimentazione condotta consentono di considerare acquisito un livello di conoscenza della struttura massimo, LC3, a cui corrisponde un fattore di confidenza FC pari ad 1.

Ai materiali sono state quindi attribuite le seguenti caratteristiche meccaniche, ottenute dalle prove in sito effettuate: resistenza cubica a compressione del calcestruzzo pari a 24,1 MPa; tensione limite di snervamento delle barre di 373,9 MPa.

La verifica della risposta strutturale allo SA dell’edificio è stata condotta per integrazione al passo di terne accelerometriche generate compatibilmente a spettri di risposta con intensità aventi PVR del 63%/VR (SDE), del 10%/VR (BDE) e del 5%/VR (MCE), i cui valori di PGA, per un terreno di tipo B ed una categoria topografica T1 nella città di Firenze, sono i seguenti: 0,078 g (SDE), 0,181 g (BDE), and 0,227 g (MCE), per le componenti orizzontali del sisma; 0,022 g (SDE), 0,079 g (BDE) and 0,111 g (MCE), per quella verticale.

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Nei prossimi paragrafi si parlerà di:

• Progetto e verifica dell’intervento CD-M con dispositivi metallici;
• Progetto e verifica dell’intervento CD-FV con dispositivi fluido-viscosi pressurizzati;
• Conclusioni della trattazione.