Vulnerabilità Sismica del ponte “Musmeci” a Potenza€¦ · sezione trasversale dell’impalcato è costituita da una sezione cava sottile chiusa, a forma ellissoi-dale allungata,

Vulnerabilità Sismica del ponte “Musmeci” a PotenzaSeismic Vulnerability of the “Musmeci” bridge in Potenza

Felice Carlo Ponzo1, Antonio Di Cesare2, Mauro Dolce3, Claudio Moroni4, Domenico Nigro5, GianlucaAuletta6, Rocco Ditommaso7 ■

SommarioIl ponte sul Basento a Potenza, progettato da Sergio Musmeci e realizzato nel periodo compreso tra il1969 e il 1972, con la sua ardita struttura costituisce uno straordinario esempio di scultura moderna incalcestruzzo armato, in cui i classici elementi di sostegno verticale (piloni) sono sostituiti da un’unica voltaa curvatura variabile che sorregge l’intero impalcato. La particolare forma fa dell’opera un imponente eraffinato oggetto d’arte a scala urbana. L’età del ponte e il suo continuo ed incessante utilizzo hanno determinato l’esigenza di approfondire laconoscenza del suo grado di sicurezza nei confronti delle sollecitazioni di esercizio (traffico) e di tiposismico, queste ultime non considerate all’epoca della progettazione della struttura. L’elevata complessità dell’opera in esame ha comportato un’attenta pianificazione delle indagini in situ,mirata al raggiungimento del livello di conoscenza più elevato possibile. La fase conoscitiva, iniziata conl’analisi della documentazione progettuale originale, è proseguita con l’esecuzione d’indagini svoltemediante la combinazione di tecniche classiche e tecniche innovative, quali il rilievo Laserscan 3D, inda-gini Georadar e misure Vibrazionali. La valutazione della sicurezza, globale e locale, è stata svolta mediante l’utilizzo di modelli numericimessi a punto e opportunamente calibrati considerando i risultati delle indagini. La metodologia di stu-dio proposta, oltre a fornire una fotografia del grado di vulnerabilità della struttura oggetto di studio, defi-nisce anche un possibile riferimento per la pianificazione delle indagini da compiere su opere simili aquella indagata nel presente lavoro.

Parole chiave: Ponti esistenti in c.a., indagini in situ, modellazione numerica, vulnerabilità sismica.

AbstractThe bridge on the Basento river in Potenza, designed by Sergio Musmeci and built on 1969-72, is acomplex structure representing an example of modern reinforced concrete sculpture. The vertical elementsthat support the entire deck are constituted by a single vault with variable curvature, instead of classicalpiers. The particular shape makes the structure an impressive and elegant art piece at urban scale.The age of the bridge and its continuous use have resulted in the need to assess the structural safety regar-ding traffic load conditions and seismic action, which were not accounted for structural design. The struc-tural complexity of the bridge has requested careful planning of in-situ tests in order to achieve the highestlevel of knowledge. The investigation phase, started with the analysis of the original project documenta-tion, was carried out combining classic and innovative techniques, such as 3D Laser-scan, GPR surveysand Vibrational measurements.The global and local safety levels have been assessed considering the numerical models suitably cali-brated against the in-situ tests results. In the present work the methodology of the proposed study provi-des a picture of the vulnerability degree of the structure and defines a possible guideline for the asses-sment of similar structures.

Keywords: Existing RC bridges; in-situ tests; numerical modelling; seismic vulnerability.

1 Scuola di Ingegneria, Università degli Studi della Basilicata, Potenza - m [email protected] Scuola di Ingegneria, Università degli Studi della Basilicata, Potenza - m [email protected] Dipartimento della Protezione Civile, Roma - m [email protected] Dipartimento della Protezione Civile, Roma - m [email protected] Scuola di Ingegneria, Università degli Studi della Basilicata, Potenza - m [email protected] Scuola di Ingegneria, Università degli Studi della Basilicata, Potenza - m [email protected] Scuola di Ingegneria, Università degli Studi della Basilicata, Potenza - m [email protected] 5

Progettazione Sismica – Vol. 4, N. 3, Anno 2013DOI 10.7414/PS.4.3.5-28 – http://dx.medra.org/10.7414/PS.4.3.5-28

1. IntroduzioneLe tipologie di danno più frequentemente osser-vate sui ponti in calcestruzzo armato nei recentieventi sismici distruttivi hanno riguardato sia gliimpalcati, i quali non hanno generalmente unafunzione preminente di resistenza anti-sismica,sia le pile di sostegno, per le quali i danni sonosolitamente dovuti a difetti di duttilità flessionalee/o di resistenza a taglio (Linee Guida, Reluis L3,2009). Nel primo caso i danni sono essenzial-mente legati a errori di concezione cinematica ecomprendono il martellamento tra campate adia-centi e la perdita di appoggio, dovuta, in genere,a una lunghezza d’appoggio inadeguata aglispostamenti sotto sisma e all’assenza o a undifetto di resistenza di eventuali ritegni sismici.Nel secondo caso il collasso avviene, general-mente, secondo una sequenza dovuta a differentifattori: snervamento flessionale della pila,degrado ciclico della sezione per insufficienteconfinamento e conseguente decremento dellaresistenza a taglio, esaurimento della duttilità fles-sionale combinato con il superamento della resi-stenza a taglio, collassi a taglio su pile tozze. In assenza di eventi sismici rilevanti un ruolofondamentale nell’evoluzione del grado di sicu-rezza delle infrastrutture è ricoperto anche dalprogressivo degrado dei materiali costituenti glielementi strutturali, determinato dall’aggres-sione degli agenti atmosferici e ambientali e/odal cumularsi di danno prodotto da urti o dafenomeni di fatica. Il generalizzato degrado superficiale dei mate-riali costituenti il ponte sul Basento, la sua fun-zione strategica, nonché l’elevata sismicitàdell’area in cui sorge la struttura, hanno deter-minato la necessità di effettuare valutazioniapprofondite sullo stato di conservazione dellecaratteristiche di resistenza dei materiali e sulgrado di vulnerabilità sismica della struttura,come richiesto dalle vigenti Norme Tecniche perle Costruzioni (NTC 08), anche al fine di deli-neare i possibili interventi di massima necessariper aumentare il livello di sicurezza strutturale.Data l’importanza e la particolarità dell’operaoggetto di studio, l’identificazione del danno ela successiva valutazione della vulnerabilitàhanno comportato un’attenta organizzazione epianificazione delle attività e delle indagini, perle quali è stata considerata l’integrazione di dif-ferenti tecniche diagnostiche, anche avanzate, el’utilizzo di tecniche di modellazione numericaagli elementi finiti da combinare con i risultatidelle indagini e dei rilievi in situ.Le indagini conoscitive, iniziate con il reperi-mento e l’analisi della documentazione proget-tuale originale, sono state realizzate utilizzandoun’opportuna combinazione di tecniche classi-che (rilievo geometrico a campione, saggi sugli

elementi strutturali principali, Prove Distruttive eNon Distruttive sui materiali) e tecniche di carat-tere innovativo (rilievo geometrico Laserscan3D, indagini Georadar, misure Vibrazionali). La fase di modellazione e analisi numerica delponte, realizzata con l’ausilio della documenta-zione progettuale reperita e dei risultati delleindagini in situ, ha rappresentato il passo conclu-sivo dello studio in esame ed ha consentito di sti-mare il livello di sicurezza del ponte nei confrontisia dei carichi di esercizio, sia di quelli dovuti alsisma. A tale scopo è stato realizzato un modellonumerico ad elementi finiti solidi 3D con il soft-ware ANSYS (ANSYS, 2010), in grado di ripro-durre le caratteristiche di inerzia e di rigidezzaglobale della struttura e di vincolo locale degliimpalcati (selle Gerber). Le valutazioni sulla sicu-rezza sono state condotte mediante analisi lineari(Ponzo et al., 2011), secondo le prescrizioni dellevigenti (NTC, 2008) e le indicazioni aggiuntivecontenute in (ReLuis, 2009) e (UNI EN 1992-2:2006). Il lavoro svolto ha permesso di eviden-ziare le criticità della struttura allo stato attuale.

2. Descrizione dell’opera e analisi delladocumentazione reperitaIl ponte sul Basento garantisce il collegamentodella città di Potenza con il raccordo autostra-dale Salerno-Reggio Calabria e mette in comu-nicazione l’area industriale con il centro dellacittà, oltrepassando la linea ferroviaria Napoli-Potenza-Taranto e il corso del fiume Basento(Figura 1). Si tratta, dunque, di un’opera impor-tante non solo sotto il profilo funzionale e per ilruolo strategico che riveste ma anche capace diqualificare l’accesso alla città.La struttura portante del ponte in esame è costi-tuita da un impalcato in c.a. a cassone sostenutoogni 17.30 m da una sottostante volta continuain c.a., equivalente a 4 archi (4 campate), coninterassi di 69.20 m e con una luce libera fra gliappoggi di 58.80 m (Figura 2). La continuità dell’impalcato superiore è inter-rotta da giunti con appoggio a sella tipo Gerberposizionati in corrispondenza delle reni e dellachiave di volta, per l’assorbimento delle defor-mazioni di origine termica. Lo schema dell’im-palcato è quello di una trave semplicementeappoggiata, con una luce di 10.38 m, sostenutada mensole di 3.46 m appartenenti alle travicontinue di lunghezza 24.22 m (Figura 2). Lasezione trasversale dell’impalcato è costituita dauna sezione cava sottile chiusa, a forma ellissoi-dale allungata, con il lato lungo pari a 16.00 me quello corto di circa 1.50 m, con nervatureinterne realizzate mediante setti di irrigidimentoposizionati internamente in direzione longitudi-nale (Figura 3).6

Vulnerabilità Sismica del ponte “Musmeci” a Potenza

I setti d’irrigidimento, presenti con lo stesso inte-rasse, anche in direzione trasversale, sono talida realizzare dei campi di soletta di 3.46 x3.46 m (Figura 5c). Le nervature in direzionetrasversale hanno la funzione di collegamento ed’irrigidimento della sezione cava dell’impal-cato (zona centrale tra due appoggi), nonchéquella di sostenere il carico derivante dallaparte d’impalcato appoggiata (zona in corri-spondenza delle selle Gerber), come mostrato inFigura 4. Un’ulteriore funzione delle nervature è quella ditrasferire il carico derivante dall’impalcato allavolta inferiore, evitando, così, lo spanciamentodella volta stessa, ciò grazie alla presenza dicavi post-tesi nella zona in corrispondenza degliappoggi (Figura 3 e Figura 5d).La volta portante in c.a. che sorregge l’impal-cato non presenta alcuna discontinuità ed ècostituita da una sezione sottile a doppia cur-vatura con comportamento a “membrana”,caratterizzato da sforzi contenuti nel piano tan-gente ad ogni suo punto ed in grado di soste-nere i carichi trasmessi in termini di sforzi pre-valentemente normali, senza la presenza disforzi significativi di flessione. La particolareforma della volta è stata ottenuta, infatti, otti-mizzando al massimo l’efficienza strutturale,sfruttando al meglio le caratteristiche meccani-che del c.a. ed imponendo la condizione di dis-tribuzione uniforme degli sforzi normali di com-

pressione. Anche per i bordi la forma è statascelta in base a considerazioni di ottimizza-zione strutturale, ottenuta variando lo spessoredella volta in c.a.Le fondazioni, posizionate in corrispondenzadelle 5 zone di appoggio a terra della volta (duedi estremità e tre intermedie), sono state realiz-zate con 4 plinti collegati, posizionati al di sottodi ciascuno dei 4 punti in cui la volta tocca il ter-reno in ogni zona di appoggio. I singoli plinti sono sostenuti da 4 pali di diame-tro pari a 1m ciascuno. La quota di posa deiplinti è di circa 2 m sotto il piano di campagna,mentre i pali, realizzati con calcestruzzo classe250 e acciaio tipo C, presentano una lunghezzapari a 20 m all’estremità e variabile tra 6 m e12 m in corrispondenza degli appoggi inter-medi. In tutti i casi la lunghezza è stata proget-tata in modo da attraversare gli strati superiorialluvionali di ciottoli e lenti sabbioso-argillose(Figura 5a). La documentazione progettuale disponibile,reperita presso gli archivi dell’Ente proprietariodel ponte (Consorzio ASI di Potenza) è risultataabbastanza completa, comprendendo relazionidi calcolo, progetto architettonico e strutturale,variante e collaudo. In Figura 3 sono riportati glischemi principali, estratti dalla relazione origi-nale di calcolo, utilizzati da Musmeci per le veri-fiche dei vari elementi strutturali del ponte(impalcato, sella Gerber, volta inferiore, attacco

Progettazione Sismica

Figura 1a) vista satellitare del ponteMusmeci, b) vista interna ec) campata tipo del ponte.


Figura 2Schema della campata tipo

del ponte.

Figura 3Schemi di calcolo originali

degli elementi piùsignificativi estratti dalla

relazione di calcolo.

9


Figura 4Schemi tratti dal progettooriginale: Sezioneorizzontale dell’impalcatoappoggiato-appoggiatocon particolare della sellaGerber.

impalcato-volta).Tra il materiale progettuale originale del ponte èstata recuperata anche parte della documenta-zione relativa ad alcune prove sperimentalieffettuate nel marzo del 1971 presso il labora-torio ISMES di Bergamo, durante le fasi di rea-lizzazione delle fondazioni, su un modello spe-rimentale realizzato in micro-calcestruzzo inscala 1:10 (Guccione, 2004; Petrizzi, 2005).Tale modello si riferiva a due sole campate delponte e i test sono stati spinti fino alle condizioni

di rottura. I risultati sperimentali hanno per-messo, all’epoca, un’ulteriore taratura dei cal-coli statici ed un migliore dimensionamento dellezone di attacco della volta all’impalcato e dellospessore dei bordi della volta in c.a.Gli esiti delle prove sperimentali in questionehanno determinato alcune sostanziali modificheal progetto originario, depositate come variantein progetto, tra le quali l'inserimento delle selleGerber anche in chiave della volta e non solo incorrispondenza delle reni.

3. Indagini in situ Considerata la complessità dell’opera, le inda-gini effettuate hanno seguito un approcciodiverso dalle prove di routine, prevedendo l’uti-lizzo integrato di tecniche classiche e tecniche ditipo innovativo, allo scopo di eseguire differentilivelli di verifica (globale e locale). La comple-tezza della documentazione progettuale repe-rita ha permesso di pianificare le indagini in situal fine di conseguire un livello di conoscenzaalmeno pari a LC2 (conoscenza adeguata) perle verifiche globali del ponte e LC3 (conoscenzaaccurata) per le verifiche locali relative alla sellaGerber tipo. In quest’ultimo caso la necessità diinformazioni più accurate era giustificata dall’e-levato stato di degrado localizzato in tali ele-menti e dall’importanza che tali elementi rico-prono per la sicurezza in esercizio dell’opera. Le tecniche d’indagine presentano, in generale,una serie di vantaggi e svantaggi, che, comeriportato in Tabella 1, possono essere espressi intermini di costo di preparazione e realizzazionedella prova, velocità di preparazione ed esecu-zione della prova, danno apportato all’elementoindagato, rappresentatività scientifica dei datiottenuti, grado di correlazione tra la caratteri-

stica cercata e la misura ottenuta dalla prova. In base a tali caratteristiche e considerando laparticolare tipologia dell’opera da indagare,nella pianificazione delle indagini si è cercato diottimizzare opportunamente costi, velocità diesecuzione ed efficacia delle informazioniestratte, riducendo al minimo l’invasività dellestesse prove. Le indagini effettuate hanno con-sentito, inoltre, di acquisire informazioni sumateriali, geometria e dettagli costruttivi, senzacreare alcuna interruzione del funzionamentodel ponte. In particolare le indagini effettuate,secondo le modalità descritte più in dettaglio nelseguito del testo, sono state le seguenti: - Rilievo con Laserscan 3D dell’intero ponte,

con maggiore dettaglio per la campata tipo;- Mappatura Georadar dell’armatura dell’im-

palcato e della volta, con maggiore detta-glio per la sella Gerber tipo;

- Prove distruttive (PD) e non distruttive (PnD)sul calcestruzzo e sull’armatura costituente ilponte (impalcato e volta), con maggiore det-taglio per la sella Gerber tipo;

- Misure Vibrazionali per l’identificazionedelle caratteristiche dinamiche globali, dellastruttura della volta e dell’impalcato.10


Figura 5Documentazione delprogetto originale:

a) sezione longitudinale dimetà ponte con le opere di

fondazione;b) sezione trasversale

dell’impalcato a cassone;c) irrigidimenti trasversali

dell’impalcato;d) armatura da

precompressione degliirrigidimenti trasversali

dell’impalcato incorrispondenza degli

attacchi alla voltasottostante.

3.1 Rilievo a mezzo Laser-Scanner 3D Gli obiettivi principali del rilievo tridimensionale amezzo scan-laser sono stati, da una parte, la rap-presentazione grafica delle complesse geometriedei paraboloidi iperbolici che caratterizzano laforma dell’intera struttura e dall’altra la realizza-zione di un modello solido della campata tipo, dautilizzare per la generazione di modelli numericitridimensionali complessi, necessari per i calcoli

di verifica da effettuare con specifico programmadi calcolo ad elementi finiti. Con tale tecnica èstato possibile approfondire la conoscenza sullaforma e i volumi della struttura e individuare, conlivello di approssimazione opportuno, le dimen-sioni dei punti critici, rappresentati dalle zone dicollegamento degli appoggi a sella Gerber sul-l’impalcato superiore, degli attacchi della voltaall’impalcato e degli attacchi al suolo.


Tabella 1 - Metodi di indagine impiegati nel caso in esame: Vantaggi e svantaggi

Metodo di prova Costo Velocità di Danno Rappresentatività Grado di esecuzione apportato dei dati ottenuti correlazione

Rilievo Laserscan 3D Alto Lenta Nessuno Buona Buona

Electromagnetic sensing (Georadar) Alto Moderata Nessuno Buona Moderata/Buona

Prova Pacometrica (PnD) Basso Veloce Nessuno Moderata Moderata/Buona

Indice di Rimbalzo (PnD) Basso Veloce Limitato Interessa solo la Debolesuperficie

Velocità Ultrasuoni (PnD) Basso Veloce Limitato Riguarda tutto Moderatalo spessore

Carotaggio (PD) Medio Lenta Moderato/Alto Buona Buona

Misure Vibrazionali (PnD) Medio Moderata Nessuno Buona Buona

Figura 6a) Pulitura e filtraggio dellascansione del pontecompleto;b) Vista del modello 3-D ditutto il ponte (volta eimpalcato);c) Modello 3-D del ponteCompleto;d) Modello 3-D dellacampata tipo suddiviso insezioni trasversali a passodi 2 m;e) Vista del modello 3Dsolido ricostruito

a. b.

c.

d. e.

Il progetto di scansione messo a punto ha previ-sto, per tutta l’estensione del ponte, una serie diriprese (scanpositions) tanto dall’interno dellastruttura che dall’esterno. Nel caso specifico,considerando la continua variazione delle geo-metrie del ponte e vista la presenza di elementidi disturbo (vegetazione, segnaletica, veicoli,altri manufatti, ecc.), per la completa scansionedel ponte sono state utilizzate 92 scanpositionsed inseriti oltre 200 punti di misura (markers). Sono stati effettuati due differenti rilievi, unorelativo alla prima campata (lato raccordoAutostradale, circa 70 metri), l’altro relativo alponte completo (circa 280 metri). Al termine delle operazioni sul campo le opera-zioni di post-processing hanno comportato lapulitura e l’eliminazione del rumore, il succes-sivo montaggio delle nuvole di punti acquisite edil riallineamento delle stesse (Figura 6a). Il risul-tato del rilievo è un modello 3D in superfici o insolidi (Figura 6b e Figura 6c), utilizzabile siaper generare viste tridimensionali, proiezioniortogonali e una serie di sezioni trasversali apasso 2 m (Figura 6d), sia per realizzare unmodello solido della campata tipo (volta piùimpalcato), da impiegare per le analisi struttu-rali (Figura 6e).

3.2 Mappatura Georadar La campagna di indagini è stata integrata con unatecnica in grado di individuare particolari struttu-rali difficilmente identificabili con le tecniche clas-siche, quali: presenza e disposizione della magliadi armatura, anche disposta su più livelli; posi-zione di setti d’irrigidimento interni; geometrie earmature delle selle Gerber e degli attacchi del-l’impalcato alla volta inferiore. Il rilievo a mezzoGeoradar SPR (Surface Penetrating Radar) è statorealizzato utilizzando due antenne a frequenzacentrale di 400 MHz e 900 MHz, ed ha consen-tito di raggiungere i seguenti obiettivi:- Individuare la posizione delle maglie di arma-

tura tipo della volta in c.a., non riportata nelladocumentazione progettuale reperita. Il rilievoè stato effettuato su parte della struttura dellavolta della prima campata;

- Individuare la posizione dei setti d’irrigidi-mento della sezione a cassone in c.a. dell’im-palcato e riscontro con i dati di progetto. Ilrilievo è stato eseguito sulle due fasce piùesterne in direzione longitudinale dell’estra-

dosso dell’impalcato, nella zona che com-prende sei selle Gerber consecutive, in mododa indagare le due diverse tipologie di impal-cato, appoggiato-appoggiato (da 10.38 m) econtinuo collegato alla volta inferiore (da24.22 m), come indicato in Figura 7a;

- Individuare le Zone umide potenzialmente alte-rate, i difetti nel calcestruzzo (vuoti, fratture,riprese di getto) e alcuni particolari strutturali(variabilità della sezione). Il rilievo è stato effet-tuato in corrispondenza dell’estradosso e sullafascia trasversale dell’intradosso dell’impalcatonella zona in adiacenza della sella Gerberoggetto di studio, come indicato in Figura 7a.

In Figura 7b è riportato un esempio di radar-gramma la cui interpretazione (Bavusi et al.,2011, 2012) ha evidenziato, tra l’altro, la pre-senza e la posizione dei setti di irrigidimento,posti ogni 3.46 m, che suddividono in sette“camere” i segmenti di impalcato da 24.22 m ein tre “camere” le porzioni da 10.38 m. Nellafigura i radargrammi sono confrontati con glischemi progettuali e con i saggi diretti. L’inda-gine ha permesso di individuare anche la posi-zione e dimensione dei setti d’irrigidimento incorrispondenza degli appoggi, che appaionocome riflettori verticali molto intensi. Al contra-rio, le selle Gerber risultano fortemente atte-nuate, tanto da far presupporre uno stato quasipermanentemente saturo, a causa dell’infiltra-zione delle acque piovane. Dai saggi a cam-pione effettuati è stato, inoltre, possibile confer-mare la presenza delle barre di armatura innumero e posizioni indicate nel progetto origi-nario. Infine la tecnica ha mostrato notevolicapacità nella caratterizzazione dei vari straticostituenti il manto di asfalto e nell’individua-zione delle riprese di getto di cls.

3.3 Prove sui materiali I materiali utilizzati per la realizzazione dellevarie parti della struttura in oggetto, desunti daidocumenti di progetto reperiti, risultano quelliriportati in Tabella 2, nella quale sono state uti-lizzate le denominazioni coerenti con le normevigenti all’epoca della costruzione (circolareLL.PP. n°1472 del 23/5/1957; circolare LL.PP.n°1547 del 17/5/1965 e circolare LL.PP.n°180 del 30/5/1972). Le caratteristiche meccaniche dei materiali adot-tate nelle fasi di verifica sono state preliminar-

12


Tabella 2 - Materiali dichiarati in progetto

Fondazione Volta Impalcato

Cls Acciaio Cls Acciaio Cls Acciaio

Rck 250 tipo C Rck 350 AQ60 Rck 350 Fe38k a.m.

mente controllate, per quanto riguarda il calce-struzzo, mediante prove in-situ effettuate in cor-rispondenza della volta, dell’impalcato e dellasella Gerber, e desunte, invece, per quantoriguarda l’acciaio, da quanto dichiarato nellarelazione di calcolo originale e da informazioniricavate da studi sperimentali condotti su barred’armatura tipiche dell’epoca di costruzione(Verderame et al., 2001). La campagna di indagini sul cls è stata pianifi-cata definendo modalità, numero e tipologia diprove in maniera da differenziare il livello diconoscenza secondo due livelli di verifica:1. Livello di conoscenza Adeguata (LC2) ai fini

della verifica globale, conseguita medianteesecuzione di indagini estese a tutta la strut-tura del ponte (Figura 8a);

2. Livello di conoscenza Accurata (LC3) per laverifica locale, conseguita mediante esecu-zione di indagini concentrate in corrispon-denza dell’appoggio a sella Gerber tipo(Figura 8d).

Le indagini locali sul calcestruzzo della sellaGerber sono state effettuate in corrispondenzadella prima campata (vedi Figura 8b) non solo

per motivi logistici, ma anche in considerazionedell’elevato stato di degrado presente (Figura8c). In entrambi i casi, le prove non distruttivePnD (Pacometriche, Ultrasonore e Sclerometri-che) e distruttive PD (estrazione di carote di cal-cestruzzo e prove di schiacciamento) sono statesvolte previa effettuazione di saggi sugli ele-menti strutturali in c.a. per la valutazione dellatipologia, posizione e diametro delle barre uti-lizzate. Le aree di prova sono state individuatein modo da consentire la stima della resistenzadel calcestruzzo in situ considerando anche lediverse fasi di realizzazione dell’opera (diversigetti del cls). Per quanto possibile, le prove nondistruttive (PnD) sono state effettuate in punti incui le superfici risultavano prive di evidenti difetti(vuoti, occlusioni, espulsione di copriferro, ecc.)tali da inficiare la significatività delle provestesse. In corrispondenza dell’impalcato le prove sonostate eseguite previa rimozione dello strato diasfalto o dello strato di boiacca di cemento diprotezione. Quest’ultima è stata applicata suc-cessivamente alla costruzione del ponte, soprat-tutto in corrispondenza dell’intradosso dell’im- 13


Figura 7a) posizione dei rilieviGeoradar;b) Interpretazione delradargramma e confrontocon i dati di progetto, dove(S) - Sella e (A) - Appoggio(Bavusi et al., 2011, 2012).

Dir. Autostrada

100 m

Sella Gerber oggetto di studio Zona indagata Dir. Potenzaa.

b.

palcato. A ridosso dei giunti sull’impalcato èstato eseguito un rilievo geometrico a campionedelle zone in cui sono state realizzate le indagini.Il rilievo ha riguardato la geometria degli ele-menti che costituiscono l’appoggio, l’ampiezzadei giunti e le dimensioni della sezione a cas-sone, oltre che lo spessore dello strato di asfaltoe lo stato di degrado dell’area interessata

(Figura 8c), necessari per la successiva modella-zione numerica. Dai rilievi a campione effettuatisugli elementi strutturali si è verificato che tali ele-menti generalmente rispettano le indicazionigeometriche riportate negli elaborati progettuali.Alcune lievi differenze sono state osservate incorrispondenza delle selle Gerber per la pre-senza di un cordolo di circa 20 cm di larghezza,14


a.

b.

DX

c.

d.

Figura 8Posizione dei prelievi di

calcestruzzo a) sulla strutturadel ponte d) su elemento

sella Gerber; b) posizionedell’elemento sella Gerber

tipo individuato per lostudio e c) foto della sella

Gerber tipo.

introdotto in fase esecutiva a protezione delleparti terminali dell’impalcato. Al momento deisopralluoghi è stato rilevato uno stato di degradoconcentrato nella parte laterale ed inferiore del-l’impalcato (Figura 8c), legato al continuo perco-lamento delle acque meteoriche che intaccano lebarre di armatura ossidandole e facendo, così,saltare lo strato di copriferro. Si è riscontrato,inoltre, il distacco in diversi punti della boiaccain cls di protezione.Lo stato di conservazione della struttura èapparso in generale non eccellente, anche se,dai sopralluoghi effettuati, non si sono eviden-ziate situazioni di pericolo imminente legate alfenomeno di ossidazione delle barre di arma-tura, fenomeno, comunque, limitato a una per-centuale di superficie <10% dell’intera strut-tura. Le indagini sui materiali di tipo PD e PnD sonostate distribuite sull’intera struttura del ponte alfine di verificare anche l’omogeneità di distribu-zione delle caratteristiche meccaniche del calce-struzzo, per un totale di (Indagini Globali +Indagini Locali): n. 300+14 prove pacometri-che, n. 104+14 prove sclerometriche, n. 104 +14 prove ultrasoniche, n. 20+9 carotaggi, n.20+14 prove di schiacciamento delle carote. LaFigura 8a riporta la posizione dei sondaggieffettuati su tutta la struttura e la Figura 8d il det-taglio dei punti investigati in corrispondenzadella sella Gerber oggetto di approfondimento,con indicazione dell’identificativo sondaggio (S)delle carote estratte (C) dei saggi sulle armature(s) e dei fori (f) effettuati.Dai campioni di calcestruzzo estratti mediantecarotaggio, sono stati ricavati i provini cilindricisottoposti a prove di resistenza a compressioneeseguite presso il Laboratorio Prove Materiali eStrutture dell’Università della Basilicata, secondole Norme UNI EN 12390-3:2003. La resistenzacilindrica a compressione fc del calcestruzzo èstata ottenuta a partire dalla resistenza a com-pressione della carota ottenuta dalle prove fcore

considerando opportuni coefficienti correttiviche dipendono principalmente da forma e dia-metro del provino, dal rapporto lunghezza/dia-metro, dalle condizioni di umidità e del disturboarrecato al campione durante la perforazione(A.C.I. 214.4R-03, 2003).La resistenza cubica a compressione (Rc) è stata,quindi, determinata in funzione della resistenzacilindrica rivalutata (fc) attraverso l’usuale rela-zione Rc = fc/0.83.Nel diagramma di Figura 9 sono evidenziati ivalori di resistenza calcolati considerando leindagini estese a tutta la struttura (Figura 9a) ele indagini localizzate alla sella Gerber oggettodi studio (Figura 9b). Nell’ultimo caso i valoriottenuti sono stati messi a confronto con le curvedi isoresistenza ottenute con il metodo SonReb(Guida A.C.I. 214.4R-03, Gasparik, 1992).In sintesi le verifiche hanno mostrato un calce-struzzo generalmente di buona qualità ed omo-geneità, con fenomeni di carbonatazione limitatiai primi 2 cm di strato superficiale. Le armatureriscontrate in situ risultano rispondenti alle indi-cazioni progettuali.I valori di calcolo delle caratteristiche dei mate-riali calcestruzzo fcd e acciaio fyd assunte nelleverifiche globali (volta + impalcato) e locali(sella Gerber) sono state valutate considerando icoefficienti di sicurezza parziali dei materiali gce gs e i fattori di confidenza FC funzione deilivelli di conoscenza raggiunti. In sintesi le carat-teristiche del calcestruzzo, ricavate a partiredalla resistenza cubica media Rcm, e delle barredi armatura considerate nelle verifiche sonoriportate in Tabella 3, differenziati per i duelivelli di verifica.

3.4 Misure Vibrazionali L’identificazione dinamica del ponte Musmeci èstata effettuata mediante l’analisi di misurazioniVibrazionali eseguite direttamente sul ponte. Talianalisi erano finalizzate alla valutazione delleprincipali caratteristiche dinamiche quali: fre-


Figura 9Valori della ResistenzaCubica valutata mediante ilmetodo SonReb a) considerando tutta lastruttura del ponte; b) localizzato alla zonadella sella Gerber.

Curve di isoresistenza Rc [N/mmq]

12

16

20

24

28

32

36

40

44

48

52

Vm (m/sec)

Ir

PD PnD

3040

Sella Gerber oggetto di studio

Resi

stenz

a cu

bica

cal

cola

ta

Campata 1

1500 2500 3500 4500 5500

Campata 2 Campata 3 Campata 4

b. a.

quenze principali di vibrazione, deformatemodali e caratteristiche dissipative espresse dalfattore di smorzamento viscoso equivalente asso-ciato alle frequenze di oscillazione del ponte. Sulla struttura dell’impalcato la risposta dina-mica, in condizioni di eccitazione ambientale(vento e traffico), è stata registrata tramite dueallineamenti di 7 coppie di servo accelerometricon fondo scala 0.1 g, orientati orizzontalmentenelle due direzioni principali del ponte (longitudi-nale e trasversale), posizionati a livello superioredell’impalcato (vedi Figura 10a), paralleli all’asselongitudinale e in corrispondenza delle due car-reggiate esterne del ponte (allineamento s e d). La

risposta dinamica in direzione verticale è stataregistrata, invece, mediante una coppia di servo-accelerometri posizionati in maniera alternatalungo le 7 postazioni, per un totale di 5 combi-nazioni per ogni allineamento. Sulla struttura della volta sottostante, gli stru-menti sono stati posizionati in corrispondenza di4 punti d’interesse, 3 sul guscio in c.a. e uno,formato da una terna completa di strumenti, sul-l’impalcato, come mostrato in Figura 10b. Dopo aver valutato gli spettri in ciascun punto dimisura, al fine di identificare il modo fondamen-tale del ponte, sono state stimate le funzioni ditrasferimento che hanno consentito di definire

16


Tabella 3 - Resistenze dei materiali da considerare nel calcolo della valutazione della sicurezza

Calcestruzzo Acciaio

Volta Sella Volta Sella+impalcato Gerber +impalcato Gerber

Rcm (N/mm2) 40.00 31.15 fy (N/mm2) 380 375

fcm = Rcm * 0.83 (N/mm2) 33.20 25.85 - - -

gc 1.50 1.50 gs 1.15 1.15

FC 1.2 1.00 FC 1.2 1.00

fcd = fcm / gc / FC (N/mm2) 18.44 17.24 fyd = fy / gs / FC (N/mm2) 275.4 326.1

Figura 10Indicazione delle posizioni

degli accelerometri inProspetto e Pianta per le

misure sull’impalcato (primae seconda campata) e sullastruttura della volta (prima

campata).

anche la deformata modale relativa al modo fon-damentale di oscillazione trasversale. Tutte le fun-zioni di trasferimento sono state calcolate utiliz-zando come stazione di riferimento gli accelero-metri della postazione 1. Nella Figura 11 sonoriportate, le funzioni di trasferimento relative alladirezione trasversale (es. allineamento d, Figura11b), la deformata modale del modo fondamen-tale ottenuta normalizzando gli spostamentirispetto al valore massimo valutato nella porzionedi ponte monitorata (Figura 11a) e la trasformatadi Welch (Welch, 1967) relativa alla componenteverticale misurata sull’impalcato (Figura 11c).Dall’analisi degli spettri e delle funzioni di trasfe-rimento è stata individuata una frequenza fonda-mentale del ponte corrispondente a 1.46 Hz, cor-rispondente ad un modo traslazionale.Considerando separatamente le stazioni dimisura ubicate sull’impalcato e le corrispondentistazioni ubicate sul guscio sottostante, sono stati

valutati gli spettri relativi alla componente tra-sversale, del guscio e dell’impalcato, e alla com-ponente verticale del solo impalcato, da cui èrisultato un primo modo verticale caratterizzatoda una frequenza pari a 2.66 Hz.Per la valutazione del fattore di smorzamentoviscoso equivalente (ξ), relativo al modo fonda-mentale della struttura, è stata utilizzata una tec-nica non parametrica di tipo only-output (Muc-ciarelli and Gallipoli, 2007), valida anche persegnali non stazionari. Dall’analisi dei valori deifattori di smorzamento, relativi al modo fonda-mentale di vibrazione, è stato possibile dedurreche l’impalcato è caratterizzato da un valormedio del fattore di smorzamento pari a circa5% mentre, per il guscio, è pari a circa 4%. Ivalori delle frequenze associate al primo modotrasversale e al primo modo verticale di oscilla-zione del ponte e le relative caratteristiche dissi-pative sono riportati in Tabella 4.

17


Figura 11a) Deformata modalerelativa al modofondamentale normalizzatorispetto alla porzione distruttura monitorata; b) Funzioni di trasferimentorelative alla direzionetrasversale valutateutilizzando la stazione 1dcome riferimento; c) trasformata di Welchrelativa alla componenteverticale misuratasull’impalcato.0 10 20 30 40 50 60 70

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

Distanza (m)

Spos

tam

ento

Nor

mal

izza

to

Deformata Modale Parziale - Modo Fondamentale

1d2d

3d

4d

5d

6d

7d

0 5 10 150

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Frequenza (Hz)

Am

pli!

cazi

one

Funzioni di Trasferimento - Direzione Trasversale

1d−1d2d−1d3d−1d4d−1d5d−1d6d−1d7d−1d

ModoFondamentale

0 5 10 150

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5Trasformata Welch - Componente Verticale Impalcato

Frequenza (Hz)

Am

piez

za M

edia

(mg/

Hz)

a.

b.

c.

Figura 12a) modello globale agli

elementi finiti relativo allacampata tipo;

b) modello dell’impalcato.

4. Valutazione della sicurezzaPer valutazione della sicurezza s’intende quelprocedimento quantitativo e qualitativo volto astabilire se la struttura esistente è in grado omeno di resistere alle combinazioni delle azionidi progetto previste dalle attuali Normative Tec-niche per le Costruzioni (NTC 08), o in alterna-tiva, a determinare l’entità massima delle azionie delle relative combinazioni che la struttura ècapace di sostenere con i margini di sicurezzarichiesti dalle norme.La valutazione della vulnerabilità sismica dellastruttura del ponte Musmeci è stata effettuataconsiderando modelli numerici appositamentecostruiti a seconda del livello di sicurezzarichiesto e utilizzando i metodi di analisilineare. I risultati delle verifiche sono espressi intermini di confronto tra le azioni agenti ottenutedall’analisi per le diverse combinazioni dicarico e le resistenze delle sezioni degli ele-menti critici, che definiscono il livello di sicu-rezza dell’opera. Le sollecitazioni consideratesono state calcolate nei confronti dei carichi sta-tici gravitazionali e variabili da traffico e deicarichi sismici aggiornati alle vigenti normative.La resistenza ultima delle sezioni critiche è statavalutata considerando geometria, dettaglicostruttivi e caratteristiche dei materiali ricavatidalle fasi precedenti.

4.1 Modelli numerici La complessità della struttura in esame e lanecessità di raggiungere un livello accuratonella definizione degli stati di sollecitazione pre-senti negli elementi strutturali principali hannodeterminato la necessità di ricorrere a duemodelli numerici separati, in grado di coglierela risposta globale e locale della struttura.

4.1.1 Modello GlobaleLa Modellazione Globale è stata realizzatamediante il software di calcolo agli elementifiniti (ANSYS Academic Mechanical Research),che ha utilizzato, come input geometrico, la rap-presentazione in corpi solidi assemblati dellastruttura della volta e delle diverse parti diimpalcato ricavati dal rilievo Laserscan 3D. Laripetitività geometrica dell’opera ha permessol’adozione di un modello limitato ad una cam-pata tipo (Figura 12a). Il modello della voltaportante è stato realizzato mediante discretizza-zione dei solidi con elementi finiti tetraedrici adieci nodi, mentre la porzione d’impalcato inte-ressato è stata suddivisa in 5 solidi discontinuiinterrotti dalle 4 selle Gerber presenti e comple-tata dai setti di irrigidimento trasversali e longi-tudinali, come mostrato in Figura 12b. Per considerare nel modello numerico gli effettidella precompressione applicata nei setti tra-sversali, in corrispondenza dei punti di appog-gio tra volta e impalcato, sono state inseritedelle forze concentrate equivalenti alla forza deicavi di precompressione, valutate considerandoanche le perdite di tensione. Nella modella-zione, al fine di simulare una situazione pros-sima a quella reale, i vincoli alla base sono staticonsiderati come incastri, mentre il collega-mento tra volta e impalcato è stato realizzatoconsiderando la continuità strutturale. Alle dueestremità della campata sono state inserite, inol-tre, delle condizioni al contorno di simmetria perpoter meglio rappresentare la continuità dell’o-pera. Nel modello del ponte in esame è stataconsiderata la rigidezza del calcestruzzo nonfessurato, in quanto, data la particolare forma ein condizioni di carico verticale, gli elementiportanti della volta sono caratterizzati da una


Tabella 4 - Riepilogo delle principali caratteristiche dinamiche del ponte Musmeci

Modo di vibrare Frequenza (Hz) Smorzamento (%)

Impalcato Guscio

I Modo trasversale 1.46 »5 »4

I Modo verticale 2.66 »4 »3

a. b.

prevalente condizione di compressione costantee da un momento flettente trascurabile.

4.1.2 Modello LocaleSono stati considerati, invece, modelli locali perla schematizzazione delle zone di discontinuitàdell’impalcato realizzate con appoggi del tiposella Gerber, adottando uno schema di travedoppiamente appoggiata di lunghezza 10.38m per l’impalcato (Figura 2 e Figura 4) e duediversi modelli tirante-puntone per le zone diappoggio. In particolare per questi ultimi laparte appoggiata del modello “tirante-puntone”consiste, secondo la denominazione dell’Euro-codice (EC2, 2005), in due differenti schemi diriferimento, mostrati in Figura 13 a) e b), cheeventualmente possono essere combinati tra loroo usati separatamente in funzione degli elementicomponenti il traliccio considerati nella verifica.Vista la simmetria del problema in Figura 13 c)e d), è mostrato il modello a traliccio della partedi appoggio.

4.2 AzioniI carichi e le azioni di tipo statico e dinamico, perle verifiche a fatica, considerati nelle analisi effet-tuate sono stati ricavati dalle indicazioni conte-nute nelle attuali Norme Tecniche per le Costru-zioni (D.M. 14/01/08) e relativa Circolare(Circ. 617/2009) per ponti di 1a Categoria. I carichi statici gravitazionali considerati per ilmodello globale sono rappresentati dai carichipermanenti (Peso proprio degli elementi in c.a.;G1 = 17.686 t/m) e dai carichi permanenti nonstrutturali (Massicciata, Cordoli, Parapetti eguard-rails; G2 = 3.18 t/m). I carichi variabili da traffico, comprensivi deglieffetti dinamici, sono stati definiti a partire daglischemi di carico n. 1 e n. 5 descritti al(§5.1.3.3.3 NTC 08). Tali carichi sono stati dis-posti su 5 corsie convenzionali, come riassuntoin Tabella 5, considerando la carreggiata di lar-ghezza 15.65 m, unica e senza spartitraffico.Tale disposizione dei carichi sulla carreggiatadetermina le condizioni più sfavorevoli di solle-

19


Figura 13a) e b) Parte appoggiata:Schemi per il meccanismotirante-puntone della SellaGerber (EC2, 2005); c) e d) Parte appoggio:schemi a tirante e puntone(Circ. 617/2009).

a.

C1 C2

C3

T1T2

P

a

H

h

b.

C1

C2

C3T1

T1

P

a

H

c.

C1C2

C3

T1T2

P

a

H

hC1

C2

C3T1

T1

P

a

H

h

d.

Tabella 5 - Valori dei carichi da traffico considerati per le diverse corsie

Corsia Largh. corsia Carico distribuito Carico asseConvenzionale w1 (m) qik (kN/m2) Qik (kN)

1 3 9.00 300

2 3 2.50 200

3 3 2.50 100

4 3 2.50 0.00

5 3 2.50 0.00

citazione per tutti gli elementi della struttura.La forza di frenamento o di accelerazione,applicata a livello della pavimentazione in dire-zione dell’asse della corsia, è assunta uniforme-mente distribuita su tutta la lunghezza dell’im-palcato (288 m) in funzione del carico verticaletotale agente sulla corsia convenzionale n. 1,pari a q3 = 900 KN. Il calcolo dell’azione del vento è stato eseguitocon riferimento a quanto prescritto al Cap. 3.3delle NTC 08. La pressione di picco generata suciascun elemento dall’azione del vento, conside-rata costante per tutta l’altezza del ponte, è stataassunta pari a p = 1.896 KN/m2, valutata infunzione dell’altitudine del sito in cui sorge l’o-pera, pari a m. 800 s.l.m.L’azione sismica per il caso in esame è statadefinita facendo riferimento alla pericolositàsismica di base del sito (coordinate dell’opera40.6274545 N e 15.8076739 E), alla classed’uso e vita nominale della struttura (cu IV; VN100 anni) e alle caratteristiche del suolo di fon-dazione (Suolo E; coefficiente topografico T1),come mostrato in Figura 14. Nella stessa figurasono riportati gli spettri di risposta Se(T) dellacomponente sismica orizzontale e verticale rela-

tivi ai diversi Stati Limite SLO, SLD, SLV e SLCconsiderati nelle analisi. Ai fini della verifica Globale allo Stato Limite diSalvaguardia della Vita (SLV), è stata consideratasolo la componente sismica trasversale, riman-dando ad ulteriori studi la verifica con le tre com-ponenti principali del sisma agenti contempora-neamente. Ai fini delle verifiche, le combinazionidell’azione sismica con le altre azioni consideratesono definite in conformità a quanto prescritto alCap. 2 delle NTC 08. Gli effetti della variabilitàspaziale del moto sismico nel caso in esame nonsono stati considerati nell’analisi in quanto si fariferimento ad una campata tipo di modesta lun-ghezza, per la quale è lecito considerare che leproprietà del suolo non varino in corrispondenzadei punti di contatto con il terreno.Nelle analisi numeriche mediante analisi dina-mica al passo l’azione sismica trasversale èstata definita da tre accelerogrammi naturaliselezionati dallo “European Strong Motion DataBase” (ESD) (Iervolino et al., 2008), rappresen-tati in Figura 15a, le cui caratteristiche generalisono riportate in Figura 15b, dove è evidenziataanche la verifica di compatibilità con lo spettroelastico di riferimento allo SLV.


Figura 14Valori dei parametri diriferimento dell’azione

sismica per il sito in esamee spettri elastici componente

verticale e orizzontale.

Stato Limite Tr ag Fo T*c

SLO 120 0.113 2.381 0.335

SLD 201 0.144 2.386 0.346

SLV 1898 0.336 2.464 0.415

SLC 3899 0.368 2.468 0.4210.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

Se (g

)

Componente orizzontale

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

0.00

Se (g

)

T (s)

Componente verticaleSLO

SLD

SLV

SLC

0.50 1.00 1.50 2.000.00T (s)

0.50 1.00 1.50 2.00

-4

-2

0

2

4

0 t (sec)

a (m/sec2) 4673ya

-4

-2

0

2

4 a (m/sec2)535xa

-4

-2

0

2

4 a (m/sec2)199ya

a.

0

5

10

15

20

0.0

Se (m/sec2)

T (sec)b.

5 10 15 20 25

0 t (sec)5 10 15 20 25

0 t (sec)10 20 30 40 50

1.0 2.0 3.0 4.0

199ya

4673ya

535xa

SLV

Medio

Waveform Station Earthquake Mw DistanceID ID Name (km)

199ya ST67 Montenegro 6.9 16

535xa ST205 Erzincan 6.6 13

4673ya ST2482 South Iceland 6.5 15

Figura 15a) Accelerogrammi naturali

selezionati per le analisidinamiche lineari;

b) verifica di compatibilitàmedia degli

accelerogrammi selezionaticon spettro elastico diriferimento allo SLV.

20

Per le verifiche locali, i carichi considerati nelloschema appoggio-appoggio della parte di impal-cato tra due selle Gerber consecutive sono rap-presentati dai carichi permanenti strutturali e por-tati e dagli schemi di carico da traffico n°. 1 e 2,(§5.1.3.3.3 NTC 08), diversamente combinati aseconda dello Stato Limite Ultimo (SLU) di riferi-mento per la verifica. Per la parte d’appoggiodella sella Gerber è stata considerata anche laforza orizzontale dovuta all’azione di frenatura oaccelerazione q3 = 388 KN, ottenuta conside-rando Q1k = 300 KN; q1k = 9 KN/m2; w1 = 3 m;L = 10.38 m. La forza di frenatura è applicatacome valore caratteristico fondamentale, mentre lealtre azioni da traffico con il loro valore frequente. Le verifiche a fatica della sella Gerber sono statecondotte utilizzando i modelli di carico indicatinel (§5.1.4.3 NTC 08), riguardanti le verifiche afatica per vita illimitata. Tali modelli sono costi-tuiti dallo schema di carico n° 1, che considera ilvalore dei carichi concentrati ridotti del 30% equello dei carichi distribuiti ridotti del 70%, e perle verifiche locali, se più gravoso, il modello dicarico n° 2, costituito dall’asse singolo conside-rato autonomamente, con valore del caricoridotto del 30%. Per portare in conto la presenzadi discontinuità strutturali (§5.1.3.4 NTC 08), èstato considerato, infine, un incremento dina-mico addizionale (q2) da applicare a tutti i cari-chi (§C5.1.4.3 NTC 08), pari a 1.29. Ai finidella verifica a fatica è stato impiegato il modello

di carico proposto al (§5.1.4.3 NTC 08), consi-derando i carichi disposti sul ponte nelle dueconfigurazioni che determinano la tensione mas-sima e minima nell’appoggio considerato.

4.3 Verifiche Modello Globale4.3.1 Analisi modalePrima dell’effettuazione delle verifiche, ilmodello numerico è stato verificato e calibratoeseguendo un confronto fra le frequenze modaliricavate dalle analisi e quelle riscontrate speri-mentalmente in situ. A tale scopo è stata ese-guita l’analisi modale considerando il modelloglobale con le seguenti masse associate all’a-zione sismica: carico permanente, carico per-manente non strutturale e una percentuale parial 20% del carico variabile da traffico (§3.2.4.NTC 08). Le masse per ogni elemento delmodello e la massa totale utilizzate sono ripor-tate nella Tabella 6a. In Tabella 6b sonomostrati, in sintesi, i confronti tra le frequenzericavate dalle analisi modali e quelle valutate insitu sperimentalmente. Le analisi mostrano unabuona corrispondenza tra la frequenza nume-rica dei primi due modi di vibrare e le corri-spondenti frequenze sperimentali. In Figura 16 èriportata la forma del primo modo trasversaleottenuto dal modello numerico, sostanzialmentecorrispondente a quella valutata sperimental-mente (Figura 11). Il modello numerico globaledella campata tipo è in grado di descrivere i

21


Figura 16Forma del primo modo divibrare in direzionetrasversale della campatatipo.

Tabella 6 - a. valori delle masse strutturali della campata tipo; b. risultati dell’analisi modale del modello Globale

Parti Massa (t) Modo Direzione Numerica Sperimentalef (Hz) f (Hz)

Permanenti IMPALCATO 1479.92 1 Trasv. 1.59 1.46

Permanenti VOLTA 852.38 2 Vert. 3.06 2.67

20% Variabile da traffico 107.62

gradi di libertà significativi caratterizzanti larisposta dinamica della struttura del ponte equindi di riprodurre le caratteristiche di inerzia,di rigidezza della struttura e di vincolo degliimpalcati allo stato attuale.

4.3.2 Verifica in condizione NON SISMICA Una stima della sicurezza nei confronti dellacondizione non sismica é stata conseguita con-siderando tre fasi differenti: 1. Confronto tra le sollecitazioni ottenute dal

modello numerico e quelle indicate nellarelazione di progetto, considerando inentrambi i casi i carichi valutati secondo lenormative vigenti all’epoca del progetto(Circ. 384/62);

2. Confronto tra le deformazioni ottenute dalmodello numerico e i risultati delle provesperimentali effettuate sul modello in scaladel ponte, a parità di carichi applicati;

3. Calcolo delle sollecitazioni ottenute dalmodello numerico considerando i carichi ele combinazioni definite dalle NTC 08.

Le tensioni di compressione massime in corrispon-denza delle principali sezioni della volta indicate inFigura 3, ottenute dalla fase 1), sono riportate inTabella 7. Si è fatto riferimento alle condizioni di

soli carichi permanenti e di carichi permanenti piùsovraccarichi. Il confronto ha mostrato in entrambii casi un buon accordo tra le tensioni ottenute dal-l’analisi numerica con il modello FEM e quelle cal-colate manualmente in fase di progetto, a testimo-nianza della correttezza del calcolo originario edell’efficacia del modello numerico. In Figura 17a sono riportate, in formato grafico,le deformazioni normali longitudinali all’internodel guscio valutate nella fase 2) sul modellonumerico, mentre in Figura 17b sono riportatele deformazioni misurate durante la sperimenta-zione sul modello in scala 1:10 in corrispon-denza della sezione della volta denominata1/8. Anche in questo caso il confronto mostraesiti soddisfacenti, a dimostrazione di un cor-retto funzionamento statico-verticale del modellonumerico messo a punto. Nella fase 3 sono stati applicati al modellonumerico i carichi permanenti, accidentali evariabili da traffico previsti allo SLU dalle attualinorme NTC 08, considerando tre diverse posi-zioni per gli assi tandem considerate comemostrato in Figura 18. I risultati delle analisi alloSLU, in termini di tensioni normali longitudinalimassime agenti nelle sezioni significative dellavolta, sono riportati in Tabella 8. I valori mas-


Figura 17Confronto tra:

a) deformazioni riscontratedalle analisi numeriche con

carico permanente esovraccarico uniformemente

distribuito (circ. 1962) e b) deformazioni misurate

durante la sperimentazionesul modello in scala 1:10.

Tabella 7 - Fase 1: confronto tra le tensioni normali massime smax (MPa) agenti nelle sezioni principali della volta

Carichi permanenti Carichi permanenti + carichi(strutt. e non) variabili (Circ. 384/62)

Sezioni Modello FEM Progetto originale Modello FEM Progetto originale

0 5.5 6.6 8.1 8.1

1/16 4.7 6.1 8.7 8.4

1/8 6.6 - 9.5 -

3/16 6.5 6.4 9.8 8.3

1/4 7.0 6.8 10.2 8.9

5/16 8.0 6.9 10.8 10.5

a. b.

simi delle tensioni normali longitudinali ricavatidalle analisi numeriche nelle sezioni dell’ele-mento volta (condizione di carico 3), mostranoun andamento mediamente costante, come pre-visto dallo studio accurato della forma dellostesso guscio fatta dal progettista dell’opera.Nella Figura 19 è riportato l’andamento delletensioni massime normali longitudinali e trasver-sali all’interno del guscio che costituisce la volta,ottenute dalle analisi numeriche. Le figure evi-denziano la presenza di zone di trazione nella

volta, riscontrate anche dal progettista in fase diredazione del progetto originale, e valori di ten-sione elevati sui bordi della volta.

4.3.2 Verifica in condizione SISMICAIn generale la verifica allo SLV per ponti construttura resistente alle azioni orizzontali in dire-zione trasversale di tipologia iperstatica (portalimultipli, telaio, etc.), è condotta in termini dicapacità deformativa per i meccanismi/elementiduttili e di resistenza per quelli fragili.

23


Figura 18Tre differenti posizioni pergli assi tandem consideratenelle combinazioni dicarico.

Tabella 8 - Fase 3: tensioni normali longitudinali massime smax (MPa) agenti nelle sezioni principali della volta

Sezioni Configurazione Configurazione Configurazionedi carico 1 (NTC 08) di carico 2 (NTC 08) di carico 3 (NTC 08)

0 8.2 8.7 9.2

1/16 6.9 7.1 7.3

1/8 11.2 11.3 12.0

3/16 12.2 12.8 13.6

¼ 12.2 13.0 14.0

5/16 12.5 13.3 14.5

Dall’analisi della documentazione progettualereperita si evince che la struttura del ponte nonè stata progettata per resistere all’azionesismica, quindi, in teoria, non risulta dotata diquelle capacità dissipative determinate dallapossibilità di creazione di opportune zone diplasticizzazione concentrate in determinati ele-menti strutturali. Date le caratteristiche geometriche e strutturalidell’opera, per la direzione trasversale è stataipotizzata una capacità dissipativa, seppurminima, dovuta alla formazione di cerniere pla-stiche a comportamento inelastico di tipo flessio-nale concentrate in zone limitate definite sezionicritiche (Figura 20a). Tali sezioni sono localiz-zate in corrispondenza delle sezioni d’attacco

della volta all’impalcato (sezione 2) e alle fonda-zioni (sezione 0) e nelle sezioni della volta in cor-rispondenza dei punti di flesso caratterizzati dacurvatura nulla (sezione 1). Nessuna capacitàdissipativa è stata, invece, attribuita agli elementidell’impalcato, degli appoggi a sella Gerber,delle strutture di fondazione e delle spalle.In questa fase di studio, si è focalizzata l’atten-zione sulle verifiche in direzione trasversale delponte allo Stato Limite di salvaguardia della Vita(SLV), con riferimento alle sole sezioni critiche 0e 2 maggiormente sollecitate della volta. Lesezioni trasversali con le relative armature dellezone critiche 0 e 2 sono riportate in Figura 20. Le valutazioni sulla sicurezza nei confronti delleazioni di tipo sismico sono state condotte


Figura 19Fase 3: andamento delle

tensioni longitudinali etrasversali all’interno del

guscio costituente la volta(Configurazione di carico

n.3).

Figura 20a) Schema del telaio

resistente considerato per laverifica della condizione

sismica in direzionetrasversale;

b) sezione trasversale dellaZona critica 2 di attacco

volta-impalcato;c) sezione trasversale dellaZona critica 0 di attacco

volta-fondazioni.

b.

60

30

105

4φ20

4φ20

95

25.3

6

c. 100

75

120

10.38

0

1

2 4φ20

φ10/20

6φ20

φ12/20

φ3/20

6φ20

3φ20

6φ208φ20

a.

mediante analisi dinamiche lineari (a) con spet-tro di risposta elastico e (b) con integrazione alpasso, considerando il modello numerico glo-bale sopra descritto. Nel caso dell’analisi dina-mica lineare con spettro di risposta elastico, lacombinazione degli effetti relativi ai singolimodi è stata effettuata mediante una combina-zione quadratica completa (CQC). Nel caso diutilizzo dell’analisi dinamica lineare con inte-grazione al passo, gli effetti sulla struttura sonorappresentati dai valori ottenuti dall’applica-zione dell’accelerogramma più sfavorevole tra itre considerati (NTC 08). A titolo di esempio inFigura 21 vengono mostrati separatamente irisultati dell’analisi lineare per i soli carichi ver-ticali, e i risultati ottenuti dall’analisi lineare conintegrazione al passo dell’accelerogramma4673xa, che ha determinato la combinazionedegli effetti più gravosa per la struttura.Nella verifica delle sezioni critiche la formula-zione generale che esprime il livello di sicurezzar è data:

ri = (DG,i ± DE,i / q) / Ci (1)

dove: Di,G e Di,E rappresentano la domandadeterminata dall’analisi per carichi statici eazione sismica rispettivamente, Ci la corrispon-dente capacità di rotazione o resistenza.Data la complessità del problema, è stato assuntocautelativamente il minimo fattore di struttura qpari a 1.5 per i meccanismi duttili e fragili.Dall’analisi delle tensioni e delle deformazioni indirezione verticale e trasversale si è potuto osser-vare che la sezione critica 2 (attacco volta-impal-cato) è soggetta prevalentemente a presso-fles-

sione MEd(N) e taglio VEd, mentre la sezione cri-tica 0 (attacco volta-fondazione) è soggetta pre-valentemente a sforzo normale NEd e Taglio VEd. I valori delle resistenze delle sezioni 0 e 2 sonoriportati in Tabella 9, nella quale sono mostrati:1. i valori di capacità di rotazione qRd,i, vali-

dati dal confronto con i valori forniti dallaformulazione proposta al Cap C8A.8 delleNTC 08 per il calcolo dei valori medi al col-lasso della rotazione rispetto alla corda;

2. la resistenza a taglio VRd, valutata conside-rando la somma dei contributi del calce-struzzo, dello sforzo normale e delle arma-ture trasversali, come previsto al capitoloC8A.8.6.5 della Circ. alle NTC 08;

3. la resistenza a Sforzo Normale NRd di com-pressione, valutata considerando anche ilcontributo delle barre longitudinali.

Il livello di sicurezza sismica in direzione tra-sversale per le due sezioni critiche considerateallo SLV è espresso in termini di rq, rV e rNdove qG,i; qEd,i; VG,i; VEd,i; e NG,i; NEd,i e rap-presentano le rotazioni e le sollecitazioni agentiper effetto del momento, taglio e sforzo normalerispettivamente, forniti dall’analisi con l’accele-rogramma 4673xa.Valori del livello di sicurezza maggiore dell’u-nità (rV>1) indicano che le verifiche non sonosoddisfatte. Dalla Tabella 9 risulta che allo SLV la condi-zione di sollecitazione più gravosa per la strut-tura, è rappresentata dal taglio in corrispon-denza delle sezioni di attacco volta / fonda-zioni. In tal caso il coefficiente rV assume, incondizioni sismiche, il valore più grande, pari acirca 3.6.

25


Figura 21Andamento delle tensioninormali e delledeformazioni in direzioneverticale dell’elementocritico nella condizione disoli carichi verticali e nellacondizione di solo sismaallo SLV.

Carico Verticale Accelerogramma 4673xa

Per quanto riguarda le sollecitazioni flettenti eassiali (compressione/trazione) la strutturamostra sufficienti capacità resistenti.

4.4 Verifiche Modello LocaleCon riferimento al modello locale descritto nelpar. 4.1.2, i valori delle sollecitazioni massimeda considerare per le verifiche della sella Gerbersono stati ottenuti dall’inviluppo delle sollecita-zioni ricavate considerando le forze viaggiantiallo SLU di resistenza e allo Stato limite di Fatica.La verifica della parte appoggiata della SellaGerber (meccanismo “tirante-puntone” (Figura13 a e b), come indicato nell’EC2 (EC2, 2005)(AICAP 2008 v.1), consiste nel controllare chegli sforzi di trazione nell’armatura longitudinalee nei ferri inclinati e gli sforzi di compressionenei puntoni di calcestruzzo risultino inferiori allerispettive resistenze di calcolo dei materiali. Lasezione resistente dell’armatura della sella Ger-ber (Figura 4) è stata considerata con il suovalore nominale, senza portare in conto i feno-meni di corrosione riscontrati in sito, che risul-tano di entità trascurabile.La verifica dell’appoggio della Sella Gerber, con-siderando il meccanismo a “tirante inclinato epuntone inferiore” (Figura 13c e d) è stata effet-tuata come in precedenza confrontando gli sforzidi trazione nei tiranti e gli sforzi di compressionenei puntoni con le rispettive resistenze di calcolo.L’armatura presente nell’appoggio della sella

Gerber (parte appoggio e parte appoggiata) èriassunta nella Tabella 10.

4.4.1 Verifica allo SLUConsiderando come reazione vincolare il valoredeterminato allo Stato Limite Ultimo con la com-binazione fondamentale delle azioni, è statopossibile eseguire la verifica delle parti agget-tanti delle mensole (parte appoggiata). Taleverifica è stata condotta considerando i duediversi schemi indicati dall’EC2, che prevede laverifica delle armature e dei puntoni seguendolo schema b) e integrando l’armatura con loschema a) al quale si affida almeno il 50% dellareazione della sella.La sezione resistente della sella è rappresentatadai 4 setti longitudinali (Figura 5b), all’internodei quali è disposta l’armatura a taglio, consezione equivalente rettangolare b (4x45 cm) xd (55 cm) pari a = 0.99 m2.Utilizzando la combinazione degli schemi dicalcolo a) e b) si ottengono per i puntoni e itiranti le seguenti condizioni di sicurezza,espressi in termini di rapporto tra sollecitazionee resistenza, come riportato in Tabella 11.

4.4.2 Verifica a faticaLe verifiche a fatica sono state condotte separa-tamente per l’acciaio e per il calcestruzzosecondo le indicazioni contenute nelle NTC 08,considerando le combinazioni di carico descritte

26


Tabella 9 - Risultati delle verifiche sismiche in direzione trasversale del ponte allo SLV

Zone critiche Momento Taglio Sforzo Normale

qG,i qEd,i qRd,i rq VG,i VEd,i VRd,i rV NG,i NEd,i NRd,i rN

kN kN kN kN kN kN

2 0 0.0026 0.0038 0.46 400 2860 1322 1.75

0 (Trazione) 500 4357 950 3.58 -6880 15287 4324 0.77

0 (Compressione) 500 4357 3701 0.92 -6880 -15287 -19814 0.86

Tabella 10 - Armatura presente nella Sella Gerber

Descrizione Armatura Fe38k aderenza migliorata

Parte appoggiata

Armatura longitudinale inferiore (T2 schema B) 4x8 f 30

Armatura inclinata della sella (T1 schema B) 4x8 f 30

Armatura orizzontale appoggio sella (T2 schema A) 4x3 f 30

Armatura orizzontale appoggio sella (T1 schema A) 4x4 f 30

Staffe verticali fuori dalla zona di appoggio f 10 /10; 15; 20

Armatura di frettaggio orizzontale e verticale f 10/5

Parte appoggio

Armatura inclinata 4x8 f 30

Armatura longitudinale appoggio sella 4x3 f 30

Armatura di frettaggio orizzontale e verticale f 10/5

Staffe verticali in corrispondenza appoggio f 10/15; 20; 25

in precedenza e le integrazioni contenute nel-l’Eurocodice 2-2.Per barre di armatura soggette a trazione la resi-stenza a fatica è soddisfatta se la variazione ditensione Dss risulta contenuta entro i 70 N/mm2.Dall’analisi delle sollecitazioni per la combina-zione di azioni frequente deriva una reazioneminima e massima sull’appoggio della sella(parte appoggiata), pari rispettivamente a Tmin =1806 KN e Tmax = 3582 KN, le quali generanonel tirante più soggetto a fatica (T1 schema a,Figura 13 a), le seguenti tensioni minima e mas-sima, ss,min = 83 N/mm2 e ss,max = 165.00N/mm2, con un Dss pari a 82.0 N/mm2, valoreleggermente superiore al limite di norma.Per il calcestruzzo compresso si può assumereche la verifica di resistenza a fatica sia soddi-sfatta se sc,max/fcd ≤ 0.5 + 0.45 · sc,min/fcd ≤0.9, dove sc,max e sc,min sono gli sforzi massimoe minimo di compressione. Dall’analisi delle sol-lecitazioni per la combinazione di azione fre-quente, deriva una reazione minima e massimasull’appoggio della sella (parte appoggio) paririspettivamente a Tmin = 1806 KN e Tmax = 3582KN, le quali generano nel puntone maggior-mente sollecitato (C1 schema B, di Figura 13 d,dove b = 180 cm e d = 55 cm), le seguenti ten-sioni di compressione minime e massime, chevalgono rispettivamente: ss,min = 0.91 N/mm2 ess,max = 1.81 N/mm2. Si ottiene che la resi-stenza a fatica del calcestruzzo è adeguata,0.136≤0.533≤0.9.

5. ConclusioniNel presente lavoro sono riportati i risultati delleverifiche di sicurezza condotte sul ponteMusmeci di Potenza in condizioni di carico sta-tico e sismico, sulla base dei criteri definiti dalleNTC 08 agli Stati Limite Ultimi SLU e di Eserci-zio SLE.I modelli numerici utilizzati per le analisi, messi apunto secondo due livelli di dettaglio (Globale eLocale), sono stati preliminarmente calibrati consi-derando i risultati di prove in situ appositamentecondotte utilizzando tecniche di indagini classiche(rilievi, saggi, prove distruttive e non sul materialecalcestruzzo) e tecniche innovative (Laserscan 3D,Georadar, misure Vibrazionali). In funzione della

documentazione progettuale reperita, le indaginieffettuate in situ hanno permesso di raggiungerelivelli di conoscenza elevati dell’opera.Le verifiche allo SLU e SLE in condizione nonsismica, considerando quindi peso proprio,carico permanente, variabile e variabile da traf-fico, sono state effettuate con il metodo di ana-lisi lineare statica, considerando: (i) il modelloglobale della Campata tipo e (ii) il modellolocale della sella Gerber tipo. Nel primo caso leanalisi hanno evidenziato per la struttura checostituisce la volta portante in c.a. un grado disicurezza globale prossimo all’unità. Le verifichedi tipo locale hanno mostrato una resistenzaaccettabile delle parti indagate rispetto ai cari-chi statici ed accidentali, mentre variazioni ditensione leggermente superiori a quelle massimeconsentite dalle norme sono stati osservati nelcaso di verifiche a fatica.Tale condizione, unitamente alla possibilità dievoluzione dello stato di corrosione che già inte-ressa parte delle armature in corrispondenzadelle selle Gerber, potrebbe determinare situa-zioni di rischio non trascurabili.Le verifiche allo SLV in condizione sismica, ese-guite sul modello globale della campata tipo conil metodo dell’analisi lineare dinamica (con spet-tro elastico e con integrazione al passo), conside-rando peso proprio, carico permanente, aliquotadel carico variabile da traffico e azione sismica,hanno evidenziato, alcune zone critiche dellastruttura, in corrispondenza degli attacchi dellavolta portante in c.a. con le fondazioni e con l’im-palcato, con meccanismi potenziali di rottura pertaglio. Al fine di semplificare il calcolo, nelle veri-fiche si è fatto riferimento alla sola componentetrasversale del terremoto, che rappresenta la con-dizione di carico più gravosa per la struttura. Come esito delle verifiche si può dunque affer-mare che la struttura in esame, pur presentandocomplessivamente condizioni accettabili consi-derata l’epoca di costruzione, necessita di inter-venti di risanamento/riparazione localizzati incorrispondenza delle zone degradate e di inter-venti di miglioramento/rinforzo degli elementicritici della volta (sezione in corrispondenzadegli attacchi a terra e con l’impalcato supe-riore) e della sella Gerber (dalla parte dell’intra-dosso dell’impalcato). 27


Tabella 11 - Risultati delle verifiche Locali della Sella Gerber

Elemento NEd (KN) NRd (KN) r Schema

Tirante T1 2824 3685 0.76 A

Tirante T2 3436 7368 0.46 B

Puntone C1 -2552 -8520 0.29 A

Puntone C2 -2313 -8520 0.27 B

Puntone C3 -3271 -8520 0.38 B

6. RingraziamentiIl presente lavoro è stato finanziato dalla“Soprintendenza per i Beni Architettonici e Pae-saggistici della Basilicata” e dalla “DirezioneRegionale per i beni Culturali e Paesaggisticidella Basilicata”, nell’ambito delle convenzionicon il DiSGG dell’Università degli Studi dellaBasilicata per lo studio del progetto “Ponte

Musmeci Potenza: Analisi del Degrado deiMateriali e Progettazione degli Interventi” –parte 2 e 3. Parte degli studi sono stati condotti,inoltre, nell’ambito del progetto ISTIMES - Set-timo Programma Quadro (FP7/2007-2013),Grant Agreement n° 225663, Joint Call FP7-ICT-SEC-2007-1, finanziato dalla ComunitàEuropea.

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Vulnerabilità Sismica del ponte “Musmeci” a Potenza€¦ · sezione trasversale dell’impalcato è costituita da una sezione cava sottile chiusa, a forma ellissoi-dale allungata,