Altamura | Nuovo Ospedale della Murgia

1. Introduzione
L’Ospedale della Murgia di Altamura – Gravina (BA), attualmente in via di completamento, è costituito da un articolato complesso di corpi di fabbrica realizzati per lotti successivi. In particolare il primo lotto dei lavori veniva progettato, ed in parte realizzato, prima della pubblicazione dell’OPCM 3274 del 20 marzo 2003 con il quale il sito su cui sorge l’edificio veniva classificato zona sismica di 3° categoria. La porzione del complesso realizzata con il primo lotto, e di cui si rendeva necessario l’adeguamento sismico, risultava completata nelle finiture e negli impianti. A seguito di un analisi di vulnerabilità sismica, emergeva pertanto l’esigenza di procedere all’adeguamento sismico mediante interventi realizzabili in tempi brevi e volti il più possibile a preservare i completamenti e gli impianti dell’edificio al fine di contenere l’intervento in un budget prefissato.
2. Descrizione dell’edificio
Il I lotto dell’Ospedale della Murgia è costituito da due corpi di fabbrica strutturalmente autonomi oltre ad alcuni locali tecnici:
Corpo centrale: ospita i collegamenti verticali e funge da nodo di distribuzione ai piani tra i diversi plessi che costituiscono l’intero complesso;Corpo degenze: di forma rettangolare, ospita i reparti degenze dell’ospedale ed i servizi annessi;
Il Corpo Degenze ha configurazione planimetrica approssimativamente simmetrica rispetto alla direzione longitudinale, mentre i vani tecnici, i vani ascensore, i vani scala, ubicati alle estremità dell’edificio e costituiti da setti in c.a, rendono la pianta piuttosto asimmetrica nella direzione trasversale, per quanto attiene alla distribuzione sia delle masse che delle rigidezze.
La struttura è caratterizzata inoltre dalla presenza di notevoli sbalzi ed aggetti posti sulla testata ovest del fabbricato. Al fine di trasferire le azioni rinvenienti dagli aggetti di cui sopra alle strutture adiacenti l’edificio, quest’ultimo presenta una soluzione peculiare con l’utilizzo di pareti in c.a. di spessore 25 cm che chiudono, alle diverse tese, le campate tra i pilastri dei telai d’ambito nord e sud, risultando strutturalmente connesse alle strutture adiacenti. Le predette pareti interessano le tese da quota +19.37 m a quota +41.15 m, inducendo di fatto, nei suddetti telai, una brusca variazione di rigidezza che configura al piano terra la circostanza di “piano soffice”.
La campagna di indagini in situ, basata su prove distruttive e non, ha confermato la bontà ed omogeneità dei materiali utilizzati per la realizzazione del manufatto nonché la loro rispondenza alle prescrizioni del progetto originario. È stato effettuato il prelievo di n. 12 carote cilindriche dai pilastri più sollecitati della struttura successivamente sottoposte a prova di compressione assiale e misurazione dello spessore di carbonatazione. A conferma dei risultati ottenuti mediante prove dirette sono state eseguite n. 19 prove combinate sclerometriche-ultrasoniche (SONREB). Sono stati inoltre effettuati n. 9 prelievi di barre d’armatura. I campioni prelevati sono stati successivamente sottoposti a prova diretta di trazione e piegamento confermando la classe d’acciaio prevista in progetto (FeB 44 K).
Per descrivere il comportamento della struttura è stato creato un modello tridimensionale dettagliato, rappresentativo dell’articolazione planimetrica e altimetrica, comprensivo delle fondazioni e dell’interazione terreno – struttura in elevazione.
3. Comportamento strutturale nello stato ante operam e finalità del progetto
Dalle analisi condotte nello stato ante operam è stato possibile evincere che, a prescindere dalle singole criticità riscontrate, il fabbricato possiede una organizzazione strutturale caratterizzata da forti asimmetrie di comportamento nelle due direzioni principali. In particolare la presenza delle pareti in c.a. del lato ovest genera notevoli eccentricità nella distribuzione delle rigidezze che peraltro variano ai diversi livelli dell’edificio.
Anche nella direzione longitudinale, in cui il fabbricato è caratterizzato da una maggiore simmetria in pianta, la presenza delle pareti in c.a dei prospetti nord e sud e la brusca variazione nella distribuzione delle rigidezze ai primi due livelli configura una situazione di piano soffice ed introduce ulteriori irregolarità in altezza che condizionano la risposta dinamica della struttura.
Una struttura siffatta è caratterizzata da periodi propri di oscillazione piuttosto bassi e da una contenuta capacità dissipativa, limitata proprio dall’insorgenza di meccanismi fragili nelle pareti.
Sulla scorta delle considerazioni sopra svolte il progetto di consolidamento è stato mirato al perseguimento dei seguenti obiettivi:
” riduzione della invasività degli interventi, stante il buon livello di conservazione delle finiture e di efficienza degli impianti, che pertanto vanno preservati e conservati per quanto possibile;
” regolarizzazione della risposta strutturale dinamica:
1. riduzione delle eccentricità strutturali e comportamenti non regolari in pianta o in altezza;
2. incremento delle masse partecipanti relative al periodo fondamentale di oscillazione specie in direzione Y (direzione trasversale);
3. riduzione degli spostamenti al fine di contenere le criticità sulla struttura intelaiata per sollecitazioni flessionali e di taglio;
4. miglioramento della duttilità complessiva della struttura introducendo elementi a funzionamento dissipativo.
Per l’ottenimento degli obbiettivi sopra fissati il progetto ha previsto una ridistribuzione delle rigidezze fra i telai piani che costituiscono la struttura mediante l’introduzione di strutture di controvento in acciaio. La scelta e l’ubicazione delle strutture di controvento è stata effettuata in compatibilità con i vincoli architettonici e funzionali imposti dal progetto architettonico. Piuttosto che procedere ad interventi generalizzati sulla struttura al fine di indurre un comportamento più duttile e dissipativo, si è deciso di concentrare all’interno delle strutture di controvento elementi di tipo dissipativo. In considerazione delle masse in gioco e dei valori di sollecitazioni agenti all’interno dei controventi, la scelta è stata orientata verso dissipatori isteretici ad instabilità impedita tipo BRAD (buckling restrained axial dampers).
Inoltre si è previsto, ove necessario, il consolidamento dei pilastri che fanno parte dei telai controventati mediante ringrosso della sezione e posa in opera di armatura aggiuntiva a presso-flessione e taglio o rinforzo mediante fasciatura con PBO (fibre composite bidirezionali). Interventi di consolidamento locale sono stati previsti inoltre su alcuni pilastri ove permangono delle criticità.
Sulle strutture di fondazione il progetto prevede interventi volti ad eliminare le criticità a taglio e punzonamento localizzate delle travi su pali poste al disotto dei pilastri dei telai in cui saranno inseriti i controventi.

4. Modellazione strutturale dell’edificio post operam
Il predimensionamento dei dispositivi è stato eseguito in maniera iterativa analizzando, mediante analisi dinamica lineare con fattore di struttura q, il comportamento della struttura controventata e calibrando la rigidezza dei controventi e dei dispositivi con l’obiettivo di ottenere una regolarizzazione del comportamento strutturale contenendo gli spostamenti complessivi in maniera da eliminare e/o ridurre le criticità di verifica degli elementi in c.a. (principalmente dei pilastri). Terminato il procedimento iterativo di predimensionamento dei controventi si sono introdotti nel modello FEM: dispositivi dissipativi modellati come segue:
” sono stati scelti dissipatori aventi valori di Fy (resistenza di primo snervamento) rientranti un range [0.5 – 1.0] Nd ove Nd è il massimo valore dello sforzo normale nel controvento derivante dall’analisi con fattore di struttura q;
” la modellazione è stata eseguita mediante l’introduzione di aste aventi area resistente A e lunghezza L pari ai valori reali del dissipatore ed adoperando un materiale con caratteristiche tali da simulare con esattezza il comportamento reale della curva bilineare incrudente che caratterizza il dissipatore;
” le aste di prolunga sono state modellate mediante elementi tubolari aventi pari diametro esterno e spessore tale da garantire la sovraresistenza e la rigidezza necessaria affinchè gli spostamenti e la dissipazione avvengano all’interno dei dispositivi BRAD.

Analisi lineare dinamica con fattore q=2.25 e rigidezza dei dissipatori K1 = Ke
Una prima analisi è stata condotta modellando il dissipatore con riferimento alla sua rigidezza elastica K1. La modellazione svolta fotografa con aderenza la situazione corrispondente alla configurazione in cui tutti i dissipatori sono in ancora fase elastica. Essa rappresenta un limite superiore nei confronti delle rigidezze e quindi delle azioni assorbite dei telai controventati. La soluzione rappresenta il limite superiore per le sollecitazioni di trazione nei controventi nonché per gli sforzi normali nei pilastri dei telai controventati.
Il telaio controventato, comportandosi come una vera e propria struttura reticolare piana incrementa sensibilmente la sua rigidezza complessiva con sollecitazioni nelle aste prevalentemente di trazione e compressione. Con riferimento alle sollecitazioni così determinate sono stati progettati gli interventi di consolidamento e di rinforzo dei pilastri dei telai controventati che adesso svolgono un nuovo ruolo nella gerarchia del sistema resistente alle azioni orizzontali.
Nella modellazione lineare così svolta per valori di trazione/compressione del controvento maggiori di Fy viene determinato un limite superiore per le sollecitazioni agenti nel sistema di controventi e la loro rigidezza complessiva sotto le azioni di progetto, nonché le sollecitazioni assiali nei pilastri del sistema controventato e nelle strutture di fondazioni immediatamente sottostanti. Con riferimento alla suddetta soluzione sono state svolte le verifiche di portanza e di resistenza delle strutture di fondazione dei telai controventati progettando i relativi interventi di consolidamento.
Analisi lineare dinamica con fattore q=2.25 e rigidezza dei dissipatori Ksec = 0.3 x Ke
Per simulare il comportamento dei telai nella situazione di carico che vede i BRAD in fase dissipativa nel campo di funzionamento plastico incrudente, si è eseguita un analisi lineare con fattori di struttura q = 2,25 in cui i dissipatori sono stati modellati, (in accordo con quanto prescritto dal p.to C7A.10.5.2.1 della Circolare) con riferimento alle rigidezze secanti pari al 30% delle rigidezze elastiche.
In linea del tutto generale la stima del valore della rigidezza secante è finzione della capacità di spostamento della struttura. In particolare una stima attendibile del valore della sollecitazione assiale realmente agente nel dissipatore mediante modellazione con modulo secante richiede una ipotesi coerente sull’entità degli spostamenti attesi dal sistema.
Stanti le ridotte capacità di spostamento della struttura, la determinazione delle rigidezze secanti al 30% delle rigidezze elastiche appare una stima sufficientemente prudenziale ed aderente alla situazione limite di dissipatori tutti in fase plastica. La sensibile riduzione della rigidezza dei telai controventati induce maggiori spostamenti nella struttura e rappresenta il limite superiore per la determinazione delle sollecitazioni flessionali e di taglio nella struttura esistente.
Con riferimento alle sollecitazioni così determinate è stata eseguita la verifica degli elementi strutturali in c.a. già rinforzati e sono state effettuate le verifiche ed il progetto dei rinforzi della restante parte della struttura.
Nella presente ipotesi di modellazione sono state eseguite altresì le verifiche allo SLO con riferimento agli spostamenti limite di interpiano che sono risultati tutti verificati.
Verifiche SLO e compatibilità con la capacità di spostamento dei dissipatori
In questa sede occorre svolgere una considerazione circa l’entità degli spostamenti subiti dai dissipatori in fase plastica sotto le azioni di progetto. In particolare la verifica degli spostamenti di interpiano (vista la geometria dei sistemi di controvento a V rovescia e diagonali) consente di individuare un limite superiore anche per l’escursione cui sono sottoposti i dissipatori sotto i carichi ciclici di esercizio. I valori di spostamento di interpiano, valutati con riferimento alla Ksec dei dissipatori, confermano non solo che tutti i dissipatori lavorano entro il range di spostamento ± 20 mm ma che nella maggior parte dei dissipatori gli spostamenti attesi in fase plastica risultano sensibilmente inferiori al suddetto valore, confermando la coerenza della stima della rigidezza secante al 30% della rigidezza elastica.
Il procedimento di verifica adoperato, individua un inviluppo di sollecitazioni negli elementi strutturali all’interno di un intervallo in cui è determinata la soluzione esatta al problema non lineare.
Analisi non lineari
A compendio e conferma delle analisi svolte si è eseguita una analisi non lineare della struttura mediante il metodo pushover.
L’analisi è stata condotta con l’obiettivo di valutare le reali capacità di spostamento della struttura nonché la sua reale capacità dissipativa con riferimento alla direzione debole (direzione Y), e valutare l’efficacia dell’inserimento del sistema di controventi con particolare riferimento all’efficacia del sistema di consolidamento nei confronti delle sollecitazioni agenti nei pilastri della struttura.