Analisi time history per la valutazione degli scorrimenti in strutture prefabbricate con collegamenti attritivi non progettati con criteri antisismici

In questo lavoro si è tentato di fornire un metodo per la calibrazione di modelli numerici in analisi dinamiche spettrali. Attraverso una serie di analisi time history non lineari sono stati ottenuti gli spostamenti relativi orizzontali che nascono, in corrispondenza della connessione trave-pilastro di tipo attritivo, quando una struttura prefabbricata monopiano viene investita dalla componente orizzontale e verticale del sisma. Con un procedimento iterativo su varie analisi spettrali sono state calibrate delle rigidezze equivalenti che hanno permesso di ottenere, con buona approssimazione, gli stessi risultati delle analisi time history. Tali rigidezze sono state poi restituite in forma grafica. Per riprodurre gli spostamenti relativi orizzontali con un’analisi dinamica spettrale è quindi possibile collegare le travi ai pilastri con degli elementi elastici aventi rigidezza Kcoll. I valori di rigidezza restituiti da questo studio valgono per un’ampia gamma di prefabbricati monopiano (periodo proprio 0.20s < T < 2.00s) e tre differenti livelli di intensità sismica; inoltre è stata data la possibilità di considerare la plasticizzazione alla base dei pilastri e di scegliere fra due diverse posizioni nei confronti della rottura di faglia (Near Fault System o Far Fault System). La diminuzione di forza d’attrito risultante (a seguito della variazione dell’accelerazione verticale indotta dal sisma) è stata presa in considerazione utilizzando un modello in cui fra trave e pilastro è posto un isolatore a pendolo inverso (opportunamente calibrato per funzionare come semplice appoggio ad attrito). Con i modelli lineari equivalenti si riescono ad ottenere buoni risultati in tempi relativamente ridotti: è possibile così compiere delle valutazioni approssimate sulla perdita di appoggio e sulle priorità d’intervento in una determinata zona sismica.

Previsione del comportamento dinamico e sismico di un edificio a tre piani in scala reale costituito da pareti sandwich in C.A. gettato in opera da provare su tavola vibrante

INDICE INTRODUZIONE 1 1. DESCRIZIONE DEL SISTEMA COSTRUTTIVO 5 1.1 I pannelli modulari 5 1.2 Le pareti tozze in cemento armato gettate in opera realizzate con la tecnologia del pannello di supporto in polistirene 5 1.3 La connessione tra le pareti e la fondazione 6 1.4 Le connessioni tra pareti ortogonali 7 1.5 Le connessioni tra pareti e solai 7 1.6 Il sistema strutturale così ottenuto e le sue caratteristiche salienti 8 2. RICERCA BIBLIOGRAFICA 11 2.1 Pareti tozze e pareti snelle 11 2.2 Il comportamento scatolare 13 2.3 I muri sandwich 14 2.4 Il “ferro-cemento” 15 3. DATI DI PARTENZA 19 3.1 Schema geometrico - architettonico definitivo 19 3.2 Abaco delle sezioni e delle armature 21 3.3 Materiali e resistenze 22 3.4 Valutazione del momento di inerzia delle pareti estese debolmente armate 23 3.4.1 Generalità 23 3.4.2 Caratteristiche degli elementi provati 23 3.4.3 Formulazioni analitiche 23 3.4.4 Considerazioni sulla deformabilità dei pannelli debolmente armati 24 3.4.5 Confronto tra rigidezze sperimentali e rigidezze valutate analiticamente 26 3.4.6 Stima di un modulo elastico equivalente 26 4. ANALISI DEI CARICHI 29 4.1 Stima dei carichi di progetto della struttura 29 4.1.1 Stima dei pesi di piano 30 4.1.2 Tabella riassuntiva dei pesi di piano 31 4.2 Analisi dei carichi da applicare in fase di prova 32 4.2.1 Pesi di piano 34 4.2.2 Tabella riassuntiva dei pesi di piano 35 4.3 Pesi della struttura 36 4.3.1 Ripartizione del carico sulle pareti parallele e ortogonali 36 5. DESCRIZIONE DEL MODELLO AGLI ELEMENTI FINITI 37 5.1 Caratteristiche di modellazione 37 5.2 Caratteristiche geometriche del modello 38 5.3 Analisi dei carichi 41 5.4 Modello con shell costituite da un solo layer 43 5.4.1 Modellazione dei solai 43 5.4.2 Modellazione delle pareti 44 5.4.3 Descrizione delle caratteristiche dei materiali 46 5.4.3.1 Comportamento lineare dei materiali 46 6. ANALISI DEL COMPORTAMENTO STATICO DELLA STRUTTURA 49 6.1 Azioni statiche 49 6.2 Analisi statica 49 7. ANALISI DEL COMPORTAMENTO DINAMICO DELLA STRUTTURA 51 7.1 Determinazione del periodo proprio della struttura con il modello FEM 51 7.1.1 Modi di vibrare corrispondenti al modello con solai e pareti costituiti da elementi shell 51 7.1.1.1 Modi di vibrare con modulo pari a E 51 7.1.1.2 Modi di vibrare con modulo pari a 0,5E 51 7.1.1.3 Modi di vibrare con modulo pari a 0,1E 51 7.1.2 Modi di vibrare corrispondenti al modello con solai infinitamente rigidi e pareti costituite da elementi shell 52 7.1.2.1 Modi di vibrare con modulo pari a E 52 7.1.2.2 Modi di vibrare con modulo pari a 0,5E 52 7.1.2.3 Modi di vibrare con modulo pari a 0,1E: 52 7.1.3 Modi di vibrare corrispondenti al modello con solai irrigiditi con bielle e pareti costituite da elementi shell 53 7.1.3.1 Modi di vibrare con modulo pari a E 53 7.1.3.2 Modi di vibrare con modulo pari a 0,5E 53 7.1.3.3 Modi di vibrare con modulo pari a 0,1E 53 7.2 Calcolo del periodo proprio della struttura assimilandola ad un oscillatore semplice 59 7.2.1 Analisi svolta assumendo l’azione del sisma in ingresso in direzione X-X 59 7.2.1.1 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 300000 Kg/cm2 59 7.2.1.1.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari ad E 59 7.2.1.1.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 61 7.2.1.1.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 63 7.2.1.1.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 66 7.2.1.2 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 150000 Kg/cm2 69 7.2.1.2.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 69 7.2.1.2.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 71 7.2.1.2.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 73 7.2.1.2.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 76 7.2.1.3 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 30000 Kg/cm2 79 7.2.1.3.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 79 7.2.1.3.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 81 7.2.1.3.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 83 7.2.1.3.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 86 7.2.2 Analisi svolta assumendo l’azione del sisma in ingresso in direzione Y-Y 89 7.2.2.1 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 300000 Kg/cm2 89 7.2.2.1.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari ad E 89 7.2.2.1.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 91 7.2.2.1.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 93 7.2.2.1.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 98 7.2.2.1.5 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari ad E 103 7.2.2.1.6 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 105 7.2.2.1.7 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 107 7.2.2.1.8 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari ad E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 112 7.2.2.2 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 150000 Kg/cm2 117 7.2.2.2.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 117 7.2.2.2.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,5E 119 7.2.2.2.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 121 7.2.2.2.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,5 E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 126 7.2.2.2.5 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,5 E 131 7.2.2.2.6 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 133 7.2.2.2.7 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,5E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 135 7.2.2.2.8 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,5E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 140 7.2.2.3 Analisi svolta assumendo il modulo elastico E pari a 30000 Kg/cm2 145 7.2.2.3.1 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 145 7.2.2.3.2 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari a 0,1E 147 7.2.2.3.3 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 149 7.2.2.3.4 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 154 7.2.2.3.5 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H e modulo elastico assunto pari a 0,1 E 159 7.2.2.3.6 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H e modulo elastico assunto pari ad E 161 7.2.2.3.7 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 2/3 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 163 7.2.2.3.8 Determinazione del periodo proprio della struttura considerando la massa complessiva concentrata a 1/2 H, modulo elastico assunto pari a 0,1E, e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari” delle pareti parallele all’azione del sisma 168 7.3 Calcolo del periodo proprio della struttura approssimato utilizzando espressioni analitiche 174 7.3.1 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata di peso Q=ql avente un peso P gravante all’estremo libero 174 7.3.1.1 Riferimenti teorici: sostituzione di masse distribuite con masse concentrate 174 7.3.1.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 177 7.3.1.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 179 7.3.2 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata alla base, di peso Q=ql, avente un peso P gravante all’estremo libero e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari”delle pareti parallele all’azione del sisma 181 7.3.2.1 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 181 7.3.2.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 186 7.3.3 Approssimazione della struttura ad un portale avente peso Qp = peso di un piedritto, Qt=peso del traverso e un peso P gravante sul traverso medesimo 191 7.3.3.1 Riferimenti teorici: sostituzione di masse distribuite con masse concentrate 191 7.3.3.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo ellastico E=300000 kg/cm2 192 7.3.3.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo ellastico E=30000 kg/cm2 194 7.3.4 Approssimazione della struttura ad un portale di peso Qp = peso di un piedritto, Qt=peso del traverso e avente un peso P gravante sul traverso medesimo e struttura resistente costituita dai soli “maschi murari”delle pareti parallele all’azione del sisma 196 7.3.4.1 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 196 7.3.4.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 201 7.3.5 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata di peso Q=ql avente le masse m1,m2....mn concentrate nei punti 1,2….n 206 7.3.5.1 Riferimenti teorici: metodo approssimato 206 7.3.5.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 207 7.3.5.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 209 7.3.6 Approssimazione della struttura ad un telaio deformabile con tavi infinitamente rigide 211 7.3.6.1 Riferimenti teorici: vibrazioni dei telai 211 7.3.6.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 212 7.3.6.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 215 7.3.7 Approssimazione della struttura ad una mensola incastrata di peso Q=ql avente masse m1,m2....mn concentrate nei punti 1,2….n e studiata come un sistema continuo 218 7.3.7.1 Riferimenti teorici: metodo energetico; Masse ripartite e concentrate; Formula di Dunkerley 218 7.3.7.1.1 Il metodo energetico 218 7.3.7.1.2 Masse ripartite e concentrate. Formula di Dunkerley 219 7.3.7.2 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=300000 kg/cm2 221 7.3.7.3 Applicazione allo specifico caso di studio in esame con modulo elastico E=30000 kg/cm2 226 7.4 Calcolo del periodo della struttura approssimato mediante telaio equivalente 232 7.4.1 Dati geometrici relativi al telaio equivalente e determinazione dei carichi agenti su di esso 232 7.4.1.1 Determinazione del periodo proprio della struttura assumendo diversi valori del modulo elastico E 233 7.5 Conclusioni 234 7.5.1 Comparazione dei risultati relativi alla schematizzazione dell’edificio con una struttura ad un grado di libertà 234 7.5.2 Comparazione dei risultati relativi alla schematizzazione dell’edificio con una struttura a più gradi di libertà e a sistema continuo 236 8. ANALISI DEL COMPORTAMENTO SISMICO DELLA STRUTTURA 239 8.1 Modello con shell costituite da un solo layer 239 8.1.1 Analisi dinamica modale con spettro di risposta avente un valore di PGA pari a 0,1g 239 8.1.1.1 Generalità 239 8.1.1.2 Sollecitazioni e tensioni sulla sezione di base 242 8.1.1.2.1 Combinazione di carico ”Carichi verticali più Spettro di Risposta scalato ad un valore di PGA pari a 0,1g” 242 8.1.1.2.2 Combinazione di carico ”Spettro di Risposta scalato ad un valore di 0,1g di PGA” 245 8.1.1.3 Spostamenti di piano 248 8.1.1.4 Accelerazioni di piano 248 8.1.2 Analisi Time-History lineare con accelerogramma caratterizzato da un valore di PGA pari a 0,1g 249 8.1.2.1 Generalità 249 8.1.2.2 Sollecitazioni e tensioni sulla sezione di base 251 8.1.2.2.1 Combinazione di carico ” Carichi verticali più Accelerogramma agente in direzione Ye avente una PGA pari a 0,1g” 251 8.1.2.2.2 Combinazione di carico ” Accelerogramma agente in direzione Y avente un valore di PGA pari a 0,1g ” 254 8.1.2.3 Spostamenti di piano assoluti 257 8.1.2.4 Spostamenti di piano relativi 260 8.1.2.5 Accelerazioni di piano assolute 262 8.1.3 Analisi dinamica modale con spettro di risposta avente un valore di PGA pari a 0,3g 264 8.1.3.1 Generalità 264 8.1.3.2 Sollecitazioni e tensioni sulla sezione di base 265 8.1.

Comportamento flessionale di nodi esterni in calcestruzzo fibrorinforzato

SOMMARIO – Si presenta un macro modello di tipo reticolare in grado di riprodurre il comportamento in presenza di taglio e momento di nodi esterni trave-colonna di telai in calcestruzzo fibrorinforzato con fibre di acciaio
uncinato ed ordinario. Il caricamento del sistema è di tipo monotono come nel caso dell’analisi di pushover. Il modello considera la presenza di armature orizzontali e verticali della regione nodale e tiene in conto delle modalità
di rottura legate allo snervamento delle barre e allo schiacciamento delle regioni compresse in regime di sforzi pluriassiali. Il modello include le deformazioni flessionali della trave e della colonna in presenza di sforzo normale costante e restituisce la risposta del sistema colonna-nodo-trave (sub-assembralggio) tramite le curve carico-freccia all’estremità della semitrave. Per i singoli costituenti (trave, colonna e nodo) si è considerata la prima fessurazione, lo snervamento e lo schiacciamento delle regioni compresse e si sono fornite precise indicazioni sulla sequenza degli eventi che come è noto sono di fondamentale importanza per lo sviluppo di un progetto plastico che rispetti la gerarchia delle resistenze. Con l’uso del modello il controllo della gerarchia delle resistenze avviene a livello sezionale (lo snervamento delle barre deve avvenire prima dello schiacciamento delle regioni compresse) o di macro elemento (nella regione nodale lo snervamento delle staffe precede la crisi dei puntoni) e dell’intero elemento
sub-assemblaggio trave debole, colonna forte e nodo sovraresistente.
La risposta ottenuta con i modello proposto è in buon accordo con le risposte sperimentali disponibili in letteratura (almeno in termini di resistenza del sub-assemblaggio). Il modello è stato ulteriormente validato con analisi
numeriche agli elementi finiti condotte con il codice ATENA-2D. Le analisi numeriche sono state condotte utilizzando per il calcestruzzo fibroso adeguate leggi costitutive proposte dagli autori ed in grado di cogliere gli effetti
di softening e di resistenza residua a trazione legati alla presenza di fibre. Ulteriori sviluppi del modello saranno indirizzati a includere gli effetti di sfilamento delle barre d’armatura della trave e del conseguente degrado delle
tensioni d’aderenza per effetto di carichi monotonici e ciclici.

SUMMARY – A softened strut-and-tie macro model able to reproduce the flexural behavior of external beam-tocolumn joints with the presence of horizontal and vertical steel bars, including softening of compressed struts and yielding of main and secondary steel bars, is presented, to be used for the pushover analysis. The model proposed is able to calculate also the flexural response of fibrous reinforced concrete (FRC) beam-to-column sub-assemblages in term of a multilinear load-deflection curves. The model is able to take into account of the tensile behavior of main bars embedded in the surrounding concrete and of the softening of the compressed strut, the arrangement and percentage of the steel bars, the percentage and the geometry of steel fibers. First cracking, yielding of main steel and crushing of concrete were identified to determine the corresponding loads and displacement and to plot the simplified monotonic load-deflection curves of the sub-assemblages subjected in the column to constant vertical
load and at the tip of the beam to monotonically increasing lateral force. Through these load-delfection curves the component (beam, joint and column) that first collapse can be recognized and the capacity design can be verified.
The experimental results available in the literature are compared with the results obtained through the proposed model. Further, a validation of the proposed model is numerically made by using a non linear finite element program (ATENA-2D) able to analyze the flexural behavior of sub-assemblages.

Un nuovo progetto per il ponte dell'Accademia

Questo tema è alquanto attuale per la città di Venezia e soprattutto per quanto riguarda proprio il ponte dell’Accademia che, nato come provvisorio, è rimasto tale fino ai giorni nostri. Per comprendere al meglio la natura di questi manufatti, ho analizzato i quattro ponti sul Canal Grande, partendo dal ponte di Rialto, poi Scalzi e Accademia e infine il ponte della Costituzione. L’analisi è stata compiuta sia dal punto di vista storico che costruttivo, ho esaminato tutte le vicende storiche che hanno caratterizzato la loro “immagine” attuale e infine ho deciso di scomporli e studiare ogni parte, partendo dalle fondazioni fino ad arrivare ai parapetti. Oltre a questa minuziosa analisi, abbiamo affrontato il tema dei materiali che compongono questi quattro manufatti e cioè: la pietra, il legno, l’acciaio e il cemento armato. Si è rilevato importante non studiare solo le caratteristiche fisiche e meccaniche, ma anche la loro evoluzione nel tempo e nella storia dell’architettura dei ponti. Queste analisi sono state importanti per realizzare un progetto che non rompesse il filo conduttore che li lega e cioè che sono tutti ad arco ribassato con una freccia sempre minore con l’aumento delle innovazioni tecnologiche. Il progetto, quindi, si evoluto mano a mano che le analisi venivano compiute e in base al bando per il ponte dell’Accademia del comune di Venezia, bandito nel giugno del 2009. Il bando è stato il punto cardine che ha fatto da perno al progetto, delineando i punti fondamentali da seguire e da sviluppare. La documentazione relativa al bando è stata sufficiente per iniziare uno studio approfondito della struttura precedente per comprenderla in tutte le sue parti. Anche l’analisi dei progetti redatti per la Terza Mostra Internazionale dell’Architettura è stata un’occasione per approfondire e sviluppare una forma nuova e nel contempo non invasiva per la città veneta. Tutto questo ha portato alla realizzazione di un progetto che rispetta tutti i punti che il bando impone, utilizzando sia materiali innovativi che tradizionali, creando un manufatto che non stravolge l’immagine di Venezia e che finalmente offre un volto al ponte dell’Accademia che da ottant’anni continua ad avere la “fama” di ponte provvisorio.

VMWare e tecniche di virtualizzazione: un caso di studio

Il lavoro svolto da Fabrizio Amici ha suscitato immediatamente il mio interesse in primo luogo perché quando si parla di virtualizzazione con vari fornitori e commerciali, questi la indicano come una soluzione che possa coprire a 360 gradi le esigenze di un Datacenter. Questo è vero nella misura in cui il progetto di virtualizzazione e consolidamento dei Server sia svolto sotto certi criteri progettuali. Per esperienza personale non ho trovato in letteratura lavori che potessero fornire indicazioni approfondite sui parametri da considerare per una corretta progettazione di sistemi di virtualizzazione, spesso ci si avvale di vari fornitori che accennano ad eventuali criticità. Un lavoro come quello proposto da Fabrizio va esattamente nella direzione di rispondere a quelle domande che nascono quando si affronta la tematica della virtualizzazione e soprattutto cerca di capire quali siano i limiti intrinseci della virtualizzazione. In particolare nei vari confronti che, con piacere, ho avuto con Fabrizio, il mio suggerimento è stato quello di esasperare il sistema che aveva assemblato, caricando i test sino ad osservarne i limiti. Dai vari test sono emerse sia conferme, sia inaspettati comportamenti del sistema che rendono ancora più chiaro che solo una prova sperimentale può essere il banco di prova di un sistema complesso. L'elemento che colpisce maggiormente analizzando i risultati è il diverso comportamento in funzione delle CPU utilizzate. I risultati indicano chiaramente che le prestazioni sono fortemente influenzate da come si distribuiscono i core nelle macchine virtuali. Dalla lettura dei risultati viene confermato che i sistemi virtualizzati devono essere progettati per non raggiungere il 70-80% della componente più critica (RAM, CPU) ma anche che sono fortemente sensibili alle disponibilità prestazionali dei sistemi al contorno (Rete, SAN/Dischi). L'approccio metodico sperimentale ed i risultati forniscono una serie di elementi che permettono di affrontare la tematica della virtualizzazione in un quadro generale più solido, offrendo fra l'altro spunti di ricerca ulteriori anche in previsione di nuove soluzioni che vari costruttori, sviluppatori e system integrator proporranno nei prossimi anni. Ing. Massimiliano Casali Esperto di Gestione ICT, Pubblica Amministrazione,Repubblica di San Marino

Sulla energia dissipata in alcuni organi di macchina

Questa tesi riguarda l'analisi delle trasmissioni ad ingranaggi e delle ruote dentate in generale, nell'ottica della minimizzazione delle perdite di energia. È stato messo a punto un modello per il calcolo della energia e del calore dissipati in un riduttore, sia ad assi paralleli sia epicicloidale. Tale modello consente di stimare la temperatura di equilibrio dell'olio al variare delle condizioni di funzionamento. Il calcolo termico è ancora poco diffuso nel progetto di riduttori, ma si è visto essere importante soprattutto per riduttori compatti, come i riduttori epicicloidali, per i quali la massima potenza trasmissibile è solitamente determinata proprio da considerazioni termiche. Il modello è stato implementato in un sistema di calcolo automatizzato, che può essere adattato a varie tipologie di riduttore. Tale sistema di calcolo consente, inoltre, di stimare l'energia dissipata in varie condizioni di lubrificazione ed è stato utilizzato per valutare le differenze tra lubrificazione tradizionale in bagno d'olio e lubrificazione a “carter secco” o a “carter umido”. Il modello è stato applicato al caso particolare di un riduttore ad ingranaggi a due stadi: il primo ad assi paralleli ed il secondo epicicloidale. Nell'ambito di un contratto di ricerca tra il DIEM e la Brevini S.p.A. di Reggio Emilia, sono state condotte prove sperimentali su un prototipo di tale riduttore, prove che hanno consentito di tarare il modello proposto [1]. Un ulteriore campo di indagine è stato lo studio dell’energia dissipata per ingranamento tra due ruote dentate utilizzando modelli che prevedano il calcolo di un coefficiente d'attrito variabile lungo il segmento di contatto. I modelli più comuni, al contrario, si basano su un coefficiente di attrito medio, mentre si può constatare che esso varia sensibilmente durante l’ingranamento. In particolare, non trovando in letteratura come varia il rendimento nel caso di ruote corrette, ci si è concentrati sul valore dell'energia dissipata negli ingranaggi al variare dello spostamento del profilo. Questo studio è riportato in [2]. È stata condotta una ricerca sul funzionamento di attuatori lineari vite-madrevite. Si sono studiati i meccanismi che determinano le condizioni di usura dell'accoppiamento vite-madrevite in attuatori lineari, con particolare riferimento agli aspetti termici del fenomeno. Si è visto, infatti, che la temperatura di contatto tra vite e chiocciola è il parametro più critico nel funzionamento di questi attuatori. Mediante una prova sperimentale, è stata trovata una legge che, data pressione, velocità e fattore di servizio, stima la temperatura di esercizio. Di tale legge sperimentale è stata data un'interpretazione sulla base dei modelli teorici noti. Questo studio è stato condotto nell'ambito di un contratto di ricerca tra il DIEM e la Ognibene Meccanica S.r.l. di Bologna ed è pubblicato in [3].

Some issues concerning the dynamic response and damage of composite laminates subjected to low velocity impact

Abstract. This thesis presents a discussion on a few specific topics regarding the low velocity impact behaviour of laminated composites. These topics were chosen because of their significance as well as the relatively limited attention received so far by the scientific community. The first issue considered is the comparison between the effects induced by a low velocity impact and by a quasi-static indentation experimental test. An analysis of both test conditions is presented, based on the results of experiments carried out on carbon fibre laminates and on numerical computations by a finite element model. It is shown that both quasi-static and dynamic tests led to qualitatively similar failure patterns; three characteristic contact force thresholds, corresponding to the main steps of damage progression, were identified and found to be equal for impact and indentation. On the other hand, an equal energy absorption resulted in a larger delaminated area in quasi-static than in dynamic tests, while the maximum displacement of the impactor (or indentor) was higher in the case of impact, suggesting a probably more severe fibre damage than in indentation. Secondly, the effect of different specimen dimensions and boundary conditions on its impact response was examined. Experimental testing showed that the relationships of delaminated area with two significant impact parameters, the absorbed energy and the maximum contact force, did not depend on the in-plane dimensions and on the support condition of the coupons. The possibility of predicting, by means of a simplified numerical computation, the occurrence of delaminations during a specific impact event is also discussed. A study about the compressive behaviour of impact damaged laminates is also presented. Unlike most of the contributions available about this subject, the results of compression after impact tests on thin laminates are described in which the global specimen buckling was not prevented. Two different quasi-isotropic stacking sequences, as well as two specimen geometries, were considered. It is shown that in the case of rectangular coupons the lay-up can significantly affect the damage induced by impact. Different buckling shapes were observed in laminates with different stacking sequences, in agreement with the results of numerical analysis. In addition, the experiments showed that impact damage can alter the buckling mode of the laminates in certain situations, whereas it did not affect the compressive strength in every case, depending on the buckling shape. Some considerations about the significance of the test method employed are also proposed. Finally, a comprehensive study is presented regarding the influence of pre-existing in-plane loads on the impact response of laminates. Impact events in several conditions, including both tensile and compressive preloads, both uniaxial and biaxial, were analysed by means of numerical finite element simulations; the case of laminates impacted in postbuckling conditions was also considered. The study focused on how the effect of preload varies with the span-to-thickness ratio of the specimen, which was found to be a key parameter. It is shown that a tensile preload has the strongest effect on the peak stresses at low span-to-thickness ratios, leading to a reduction of the minimum impact energy required to initiate damage, whereas this effect tends to disappear as the span-to-thickness ratio increases. On the other hand, a compression preload exhibits the most detrimental effects at medium span-to-thickness ratios, at which the laminate compressive strength and the critical instability load are close to each other, while the influence of preload can be negligible for thin plates or even beneficial for very thick plates. The possibility to obtain a better explanation of the experimental results described in the literature, in view of the present findings, is highlighted. Throughout the thesis the capabilities and limitations of the finite element model, which was implemented in an in-house program, are discussed. The program did not include any damage model of the material. It is shown that, although this kind of analysis can yield accurate results as long as damage has little effect on the overall mechanical properties of a laminate, it can be helpful in explaining some phenomena and also in distinguishing between what can be modelled without taking into account the material degradation and what requires an appropriate simulation of damage. Sommario. Questa tesi presenta una discussione su alcune tematiche specifiche riguardanti il comportamento dei compositi laminati soggetti ad impatto a bassa velocità. Tali tematiche sono state scelte per la loro importanza, oltre che per l’attenzione relativamente limitata ricevuta finora dalla comunità scientifica. La prima delle problematiche considerate è il confronto fra gli effetti prodotti da una prova sperimentale di impatto a bassa velocità e da una prova di indentazione quasi statica. Viene presentata un’analisi di entrambe le condizioni di prova, basata sui risultati di esperimenti condotti su laminati in fibra di carbonio e su calcoli numerici svolti con un modello ad elementi finiti. È mostrato che sia le prove quasi statiche sia quelle dinamiche portano a un danneggiamento con caratteristiche qualitativamente simili; tre valori di soglia caratteristici della forza di contatto, corrispondenti alle fasi principali di progressione del danno, sono stati individuati e stimati uguali per impatto e indentazione. D’altro canto lo stesso assorbimento di energia ha portato ad un’area delaminata maggiore nelle prove statiche rispetto a quelle dinamiche, mentre il massimo spostamento dell’impattatore (o indentatore) è risultato maggiore nel caso dell’impatto, indicando la probabilità di un danneggiamento delle fibre più severo rispetto al caso dell’indentazione. In secondo luogo è stato esaminato l’effetto di diverse dimensioni del provino e diverse condizioni al contorno sulla sua risposta all’impatto. Le prove sperimentali hanno mostrato che le relazioni fra l’area delaminata e due parametri di impatto significativi, l’energia assorbita e la massima forza di contatto, non dipendono dalle dimensioni nel piano dei provini e dalle loro condizioni di supporto. Viene anche discussa la possibilità di prevedere, per mezzo di un calcolo numerico semplificato, il verificarsi di delaminazioni durante un determinato caso di impatto. È presentato anche uno studio sul comportamento a compressione di laminati danneggiati da impatto. Diversamente della maggior parte della letteratura disponibile su questo argomento, vengono qui descritti i risultati di prove di compressione dopo impatto su laminati sottili durante le quali l’instabilità elastica globale dei provini non è stata impedita. Sono state considerate due differenti sequenze di laminazione quasi isotrope, oltre a due geometrie per i provini. Viene mostrato come nel caso di provini rettangolari la sequenza di laminazione possa influenzare sensibilmente il danno prodotto dall’impatto. Due diversi tipi di deformate in condizioni di instabilità sono stati osservati per laminati con diversa laminazione, in accordo con i risultati dell’analisi numerica. Gli esperimenti hanno mostrato inoltre che in certe situazioni il danno da impatto può alterare la deformata che il laminato assume in seguito ad instabilità; d’altra parte tale danno non ha sempre influenzato la resistenza a compressione, a seconda della deformata. Vengono proposte anche alcune considerazioni sulla significatività del metodo di prova utilizzato. Infine viene presentato uno studio esaustivo riguardo all’influenza di carichi membranali preesistenti sulla risposta all’impatto dei laminati. Sono stati analizzati con simulazioni numeriche ad elementi finiti casi di impatto in diverse condizioni di precarico, sia di trazione sia di compressione, sia monoassiali sia biassiali; è stato preso in considerazione anche il caso di laminati impattati in condizioni di postbuckling. Lo studio si è concentrato in particolare sulla dipendenza degli effetti del precarico dal rapporto larghezza-spessore del provino, che si è rivelato un parametro fondamentale. Viene illustrato che un precarico di trazione ha l’effetto più marcato sulle massime tensioni per bassi rapporti larghezza-spessore, portando ad una riduzione della minima energia di impatto necessaria per innescare il danneggiamento, mentre questo effetto tende a scomparire all’aumentare di tale rapporto. Il precarico di compressione evidenzia invece gli effetti più deleteri a rapporti larghezza-spessore intermedi, ai quali la resistenza a compressione del laminato e il suo carico critico di instabilità sono paragonabili, mentre l’influenza del precarico può essere trascurabile per piastre sottili o addirittura benefica per piastre molto spesse. Viene evidenziata la possibilità di trovare una spiegazione più soddisfacente dei risultati sperimentali riportati in letteratura, alla luce del presente contributo. Nel corso della tesi vengono anche discussi le potenzialità ed i limiti del modello ad elementi finiti utilizzato, che è stato implementato in un programma scritto in proprio. Il programma non comprende alcuna modellazione del danneggiamento del materiale. Viene però spiegato come, nonostante questo tipo di analisi possa portare a risultati accurati soltanto finché il danno ha scarsi effetti sulle proprietà meccaniche d’insieme del laminato, esso possa essere utile per spiegare alcuni fenomeni, oltre che per distinguere fra ciò che si può riprodurre senza tenere conto del degrado del materiale e ciò che invece richiede una simulazione adeguata del danneggiamento.

Verifica di vulnerabilita' sismica del padiglione n.15 del complesso ospedaliero Sant'Orsola

Verifica di vulnerabilità sismica di una struttura in cemento armato composta da telai longitudinali e setti. La conoscenza della struttura si è basata su sopralluoghi e, non essendo in possesso di informazioni strutturali per gli elementi resistenti, sulla base di un "progetto simulato". Per ogni elemento resistente sono state svolte analisi e verifiche statiche e sismiche riscontrando una carenza degli elementi orizzontali. La modellazione è stata eseguita sia manualmente che con un programma di calcolo agli elementi finiti.

Sul dimensionamento e distribuzione di dissipatori fluido viscosi non lineari lungo l'altezza delle strutturre

L’obiettivo fondamentale è di investigare l’effetto di differenti distribuzioni delle proprietà di dissipatori fluido viscosi non lineari lungo l’altezza delle strutture per il retrofit di telai in cemento armato esistenti. Le differenti distribuzioni sono calcolate sulla base dello stesso smorzamento supplementare. Nella fase di progetto si è confrontato la somma dei coefficienti di distribuzione in modo da valutare la loro efficacia. I risultati di questa fase sono poi controllati attraverso estensive analisi dinamiche non lineari, in termini di spostamenti di piano, spostamenti d’interpiano e forze nei dissipatori, considerando la non linearità della struttura e dei dissipatori. I casi di studio sono telai bidimensionali in cemento armato, caratterizzato da un differente numero di piani (3, 6 e 9 piani) e anche da differenti proprietà in termini di regolarità in elevazione. Un altro proposito è quindi investigare l’effetto della distribuzione verticale dei dissipatori per telai regolari e irregolari.

Proprietà nucleari di sorgenti di alta potenza e il modello unificato

Questo lavoro di tesi si è concentrato sulla ricerca di una relazione tra la potenza nucleare e quella estesa di oggetti denominati “radiogalassie”. Essi sono tra gli oggetti più potenti dell'universo. Al momento la spiegazione di una tale emissione di potenza è giustificata tramite il modello unificato degli AGN (Active Galactic Nuclei). Tramite la sopra citata relazione tra la potenza nucleare e quella estesa è possibile dare una prova sperimentale del modello unificato degli AGN, inoltre si andranno ad investigare in maniera quantitativa l'angolo di vista e la velocità di emissione di alcuni oggetti di particolare potenza.

Riabilitazione e miglioramento sismico di un edificio residenziale colpito dal sisma dell'Emilia

Nella tesi che si presenta si è determinata la riduzione percentuale di vulnerabilità sismica di un edificio residenziale, sito a Reggiolo (RE), in seguito ad interventi di riabilitazione e miglioramento sismico con l'introduzione di setti e travi di coronamento in cemento armato. Il punto di partenza è l'analisi delle caratteristiche geometriche dell'edificio, ottenute mediante gli elaborati originali, e le caratteristiche meccaniche dei materiali che compongono la struttura, ottenute mediante prove in situ distruttive e non distruttive. Il punto successivo è stato la creazione di un modello numerico dell'edificio pre-intervento utilizzando il programma commerciale PROSAP, su cui si è eseguita un'analisi dinamica lineare con spettro di progetto da cui si sono determinare le principali criticità e inadeguatezze della struttura nei confronti di un carico sismico. Lo studio è passato alla struttura post-intervento modellando la presenza dei setti verticali e delle travi di coronamento. Dal confronto fra l'analisi dinamica lineare pre e post-intervento si è dedotto un elevato miglioramento sismico con passaggio da un indice di vulnerabilità iniziale pari a 0.02 ad un indice post-intervento pari a 1. Per validare numericamente questi risultati si è eseguita una analisi statica non lineare (pushover) dell'edificio pre-intervento.

Simulazioni multifase del flusso di iniettori per applicazioni a motori gdi

Questo lavoro si concentra sullo studio fluidodinamico del flusso multifase cavitante di un iniettore per applicazioni a motori ad iniezione diretta (GDI). L’analisi è stata svolta tramite l’uso del software CFD (Computational Fluid Dynamics) Star-CCM+^® sviluppato da CD-ADAPCO. L’obiettivo di questo studio è investigare i motivi che portano ad un diverso comportamento tra i rilievi della prova sperimentale di caratterizzazione dell’iniettore e quanto atteso dai valori nominali dettati dalla specifica dell’iniettore, con particolare riferimento alla distribuzione di portata fra i diversi ugelli. Il presente lavoro fa parte di una coppia di elaborati collegati tra loro e, pertanto, ha inoltre lo scopo di fornire dati utili allo sviluppo dell’altro tema di analisi mirato alla individuazione di parametri di qualità della miscela aria-combustibile non reagente utili alla previsione della formazione del particolato prodotto dalla combustione di un motore GDI. L’elaborato, costituito di 5 capitoli, è strutturato secondo lo schema sottostante. Nel capitolo 1 vengono presentate le motivazioni che lo hanno avviato e viene esposto lo stato dell’arte della tecnologia GDI. Il capitolo 2 è a sfondo teorico: in esso vengono riportati i fondamenti del processo di cavitazione nella prima parte e i modelli numerici utilizzati nell’analisi nella seconda. Il capitolo 3 descrive la modellazione e successiva validazione dei modelli tramite confronto con il test case ‘Comprensive hydraulic and flow field documentation in model throttle experiments under cavitation conditions’ (E. Winklhofer, 2001). Nella scelta dei modelli e dei parametri relativi, l’analisi si è basata su precedenti lavori trovati in letteratura. Successivamente è stato svolto uno studio di sensibilità per valutare la stabilità della soluzione a piccole variazioni nei valori dei parametri. La scelta dei parametri modellistici nel caso di interesse, l’iniettore multihole, si è basata inizialmente sui valori ‘ottimali’ ottenuti nel test case ed è l’argomento del capitolo 4. All’interno del capitolo si parla inoltre dell’analisi di sensibilità successiva, svolta con lo scopo di comprendere i motivi che portano allo sbilanciamento tra fori corrispondenti e al maggiore sviluppo del getto centrale rispetto agli altri. Nel capitolo 5 dopo un breve riepilogo dei punti fondamentali trattati nello svolgimento dell’elaborato, si tirano le conclusioni sull’analisi e si espongono gli sviluppi futuri.

I Wormholes ed il loro impiego per il viaggio interstellare

Viaggiare da un punto all'altro dell'universo muovendosi in uno spazio-tempo piatto richiede tempi talmente colossali da risultare impossibile per la nostra razza; pertanto, un viaggio interstellare potrebbe essere realizzato solo per mezzo di topologie relativistiche in grado di accorciare la distanza fra i punti dell'universo. Dopo aver dato una serie di motivazioni per cui i buchi neri ed il ponte di Einstein-Rosen non sono adatti ad essere impiegati viene introdotta una particolare classe di soluzioni, presentata per la prima volta da Michael S. Morris e Kip S. Thorne, delle equazioni di Einstein: essa descrive wormholes i quali, almeno in linea di principio, risultano attraversabili dagli esseri umani in quanto non presentano un orizzonte degli eventi sulla gola. Quest'ultima proprietà, insieme alle equazioni di campo di Einstein, pone dei vincoli piuttosto estremi sul tipo di materiale in grado di dar luogo alla curvatura spazio-temporale del wormhole: nella gola del wormhole la materia deve possedere una tensione radiale di enorme intensità, dell'ordine di quella presente nel centro delle stelle di neutroni più massive per gole con un raggio di appena qualche kilometro. Inoltre, questa tensione dev'essere maggiore della densità di energia del materiale: ad oggi non si conosce alcun materiale con quest'ultima proprietà, la quale viola entrambe le "condizioni sull'energia" alla base di teoremi molto importanti e verificati della relatività generale. L'esistenza di questa materia non può essere esclusa a priori, visto che non esiste prova sperimentale o matematica della sua irrealisticità fisica, ma non essendo mai stata osservata è importante assicurarsi di impiegarne il meno possibile nel wormhole: questo ci porterà a mostrare che i wormholes in cui il materiale esotico presenta una densità di energia negativa per gli osservatori statici sono i più adatti al viaggio interstellare.

Development of open models and tools for seismic risk assessment: application to Portugal

The exponential growth of the world population has led to an increase of settlements often located in areas prone to natural disasters, including earthquakes. Consequently, despite the important advances in the field of natural catastrophes modelling and risk mitigation actions, the overall human losses have continued to increase and unprecedented economic losses have been registered. In the research work presented herein, various areas of earthquake engineering and seismology are thoroughly investigated, and a case study application for mainland Portugal is performed. Seismic risk assessment is a critical link in the reduction of casualties and damages due to earthquakes. Recognition of this relation has led to a rapid rise in demand for accurate, reliable and flexible numerical tools and software. In the present work, an open-source platform for seismic hazard and risk assessment is developed. This software is capable of computing the distribution of losses or damage for an earthquake scenario (deterministic event-based) or earthquake losses due to all the possible seismic events that might occur within a region for a given interval of time (probabilistic event-based). This effort has been developed following an open and transparent philosophy and therefore, it is available to any individual or institution. The estimation of the seismic risk depends mainly on three components: seismic hazard, exposure and vulnerability. The latter component assumes special importance, as by intervening with appropriate retrofitting solutions, it may be possible to decrease directly the seismic risk. The employment of analytical methodologies is fundamental in the assessment of structural vulnerability, particularly in regions where post-earthquake building damage might not be available. Several common methodologies are investigated, and conclusions are yielded regarding the method that can provide an optimal balance between accuracy and computational effort. In addition, a simplified approach based on the displacement-based earthquake loss assessment (DBELA) is proposed, which allows for the rapid estimation of fragility curves, considering a wide spectrum of uncertainties. A novel vulnerability model for the reinforced concrete building stock in Portugal is proposed in this work, using statistical information collected from hundreds of real buildings. An analytical approach based on nonlinear time history analysis is adopted and the impact of a set of key parameters investigated, including the damage state criteria and the chosen intensity measure type. A comprehensive review of previous studies that contributed to the understanding of the seismic hazard and risk for Portugal is presented. An existing seismic source model was employed with recently proposed attenuation models to calculate probabilistic seismic hazard throughout the territory. The latter results are combined with information from the 2011 Building Census and the aforementioned vulnerability model to estimate economic loss maps for a return period of 475 years. These losses are disaggregated across the different building typologies and conclusions are yielded regarding the type of construction more vulnerable to seismic activity.