il contributo dei laterizi alla resistenza a taglio to the...

L’industriadeiLaterizi • marzo aprile 2006 • 981

di/by V. Dipaola, G. Donatone,

A. Sollazzo, F. Trentadue

Dipartimento di “Ingegneria Civile e Ambientale”,

POLITECNICO di Bari

Il contributo dei laterizialla resistenza a tagliodei solai misti

THE CONTRIBUTION

OF THE CLAY BLOCKS

TO THE SHEAR

STRENGTH OF MIXED

FLOOR

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Attraverso indagini sperimentali su prototipi si mostra chela presenza dei laterizi ha una considerevole influenzanell’innalzare la resistenza a taglio dei solai misti atravetti sia precompressi che tralicciati.

INTRODUZIONE

L’influenza dei laterizi sul comportamento statico-deformativo delsolaio misto fu avvertita dagli studiosi sin dai primi decenni del XXsecolo, nel corso dei quali questo sistema costruttivo, tipico dellatradizione edilizia del nostro Paese, si affermò prepotentemente inItalia, soppiantando quasi completamente gli orizzontamenti inferro e quelli a soletta piena in cemento armato.Poco per volta si riconobbe infatti che le pignatte, inseritedapprima come elemento di alleggerimento, capaci di conferireuna buona protezione alla struttura in cemento armato neiconfronti dell’incendio, efficaci ai fini dell’isolamento acustico eutili in fase di realizzazione del solaio per la semplificazione dellecasserature rispetto a quelle necessarie nella soletta nervata,avevano in molti casi anche un’influenza non trascurabile nellimitare le frecce aumentando la rigidezza e nel ridurre lo statotensionale nel conglomerato e nell’acciaio.Non sono stati pochi i ricercatori che nel corso degli anni si sonooccupati a vario titolo di queste problematiche. Tra loro vi sonoanche alcuni degli scriventi che, negli anni ’90, hanno fornito deicontributi prevalentemente sperimentali [1], [4] per evidenziare inquali casi la collaborazione tra i due materiali possa ritenersisignificativa sotto sollecitazioni sia di flessione che di taglio.Le prove cui ci si riferisce nel presente articolo si riallacciano aquesti presupposti e si inquadrano nell’ambito di una Convenzionestipulata nel 2003 tra il “Dipartimento di Ingegneria Civile eAmbientale” del Politecnico di Bari e la “Laterservice S.r.l.”. Essetrattano del comportamento sperimentale a taglio, fino a rottura,di pannelli di solaio muniti o meno di blocchi di laterizio e siintrecciano, nello sviluppo di un preciso programma di ricerca, conaltre prove riguardanti più specificatamente il comportamento aflessione. Su queste ultime si riferirà non appena si sarannocompletate le sperimentazioni ancora in corso: nel seguito sarànecessario tuttavia qualche riferimento ad esse per l’avvenutautilizzazione di alcuni prototipi in entrambe le indagini.Le prove a taglio sono state effettuate in due riprese ed hanno loscopo di stabilire se, e in quale misura, la presenza dei blocchi dilaterizio nei solai in cemento armato normale o precompresso,

Through experimental investigationson prototypes it appears that thepresence of the clay blocks has aconsiderable influence on the shearstrength of beam-and-block floorsystems either with pre-stressedconcrete beams or lattice girderbeams.

INTRODUCTIONThe influence of clay blocks on thestatic-deformation behaviour of thebeam-and-block floor has beenobserved by scholars since the earlypart of the XX century, in the courseof which this construction system,which is typical of the buildingindustry in Italy, consolidated itselfhere by ousting almost completely theiron flooring and those with a solidfloor slab made of reinforcedconcrete.Gradually it was recognised, in fact,that the hollow blocks, insertedinitially as a lightening element,capable of providing the reinforcedconcrete structure with goodprotection in case of fire, effectiveacoustic insulation and useful in thefloor construction phase forsimplifying the formwork compared tothose needed in the t-beam bridge,had in many cases considerableinfluence on limiting the bending byincreasing the rigidity and in reducingthe state of stress in the mix and inthe steel.There have been quite few researchersover the years who have dealt withthese problems in one way or another.They include also some of authors ofthis article, who in the 1990’s didmainly experimental work [1], [4] tohighlight in which situations thecollaboration between the twomaterials could be consideredimportant for both bending andshearing stresses.The tests referred to in this articlestart from these assumptions and fallwithin the reinforcement of anagreement stipulated in 2003 betweenthe “Department of Civil andEnvironmental Engineering” of thePolytechnic of Bari and “LaterserviceS.r.l.”. They deal with the shearbehaviour in tests, up to breakingpoint, of floors fitted to a greater orlesser degree with clay blocks and areinterlinked, in the development of aprecise research programme, withother tests more specifically regardingbending behaviour. This latter will bereported as soon as the experimentsunderway have been completed: latersome reference to them will be

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giovi ai fini di migliorare il comportamento statico di unorizzontamento, sia in esercizio, sia, soprattutto, nei confrontidello stato limite di rottura.

LA PRIMA SERIE DI PROVE

Questa serie di prove, avente carattere preliminare, ha utilizzatoalcuni dei pannelli che, semplicemente appoggiati nelle sezioni diestremità, erano stati precedentemente provati a flessione.La Fig. 1 riporta sinteticamente le caratteristiche degli elementi inparola, provati utilizzando lo schema di trave semplicementeappoggiata, soggetta ai due carichi concentrati simmetrici di Fig. 2.Le pignatte adoperate sono blocchi normali SCS20 (Cat. A) prodottidal “Laterificio Pugliese S.p.A.” o blocchi rinforzati R38H20 (Cat. B)prodotti dalla “Laternova S.r.l.”. I primi sono stati messi in opera agiunti allineati o sfalsati; quelli rinforzati solo a giunti allineati.I pannelli provati a flessione non sono stati portati a rottura: leprove sono state spinte infatti fino a raggiungere o a superare dipoco il carico massimo di esercizio. Cinque dei prototipi, con o


necessary because of the use ofcertain prototypes in both inquiries.The shearing tests were carried out intwo periods and had the goal ofestablishing whether, and to whatdegree, the presence of clay blocks innormal and pre-stressed reinforcedconcrete floors, are useful forimproving the static behaviour of afloor, both in practice and, above all,in comparison to the limit breakingstate.

THE FIRST SERIES OF TESTSThis series of tests, of a preliminarynature, used some panels that, simplylaid in the extremity sections, hadpreviously undergone bending tests.Fig. 1 briefly shows the characteristicsof the elements in question, testedusing the layout of beams simply laiddown, subject to two concentratedsymmetrical loads in Fig. 2.The hollow blocks used are normal

Fig. 1

Fig. 2

senza blocchi di laterizio, sono stati perciò recuperati e provati arottura per taglio utilizzando lo schema statico della Fig. 3,fortemente asimmetrico, in modo da accentuare la sollecitazionetagliante in vicinanza dell’appoggio A.I pannelli provati sono descritti nella Tab. I e contrassegnati con inumeri da 1 a 5.Circa lo schema adottato, si osserva che il carico è stato applicato


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SCS20 blocks (Cat. A) produced by“Laterificio Pugliese S.p.A.” orreinforced blocks R38H20 (Cat. B)produced by “Laternova S.r.l.”. Thefirst ones were installed with alignedor staggered joints; the reinforcedones only had aligned joints.The panels that were being testedwere not brought to a breakage point:the tests were taken to the point ofreaching or just passing the maximumfunctional load. Five of theprototypes, with or without clayblocks, were then taken and tested tothe shearing point using the staticlayout in Fig. 3, heavily asymmetric soas to accentuate the shearing stressesnear support A.The tested panels are described in Tab.I and marked with numbers 1 to 5.About the layout adopted, we can seethat the load was applied in a sectionthat was 62.5 cm from the support,namely 2.5 times the overall height ofthe floor (25 cm), in such a way as notto have to take into account the “archeffect” in the transmission of theload. Namely in line with what hasbeen recommended in Europe bytechnical document [5], still in thephase of being drawn up, in point 4.2of Annex H.

Tab. I

n. Tipo di pannello Data della provano. Type of panel Test date

1 Senza laterizi 15/6/2004Without clay elements

2 Con later. normali (Cat. A) sfalsati 25/6/2004With normal clay elements (Cat. A)

staggered

3 Con later. normali (Cat. A) allineati 16/9/2004With normal clay elements (Cat. A)

aligned

4 Senza laterizi 21/9/2004Without clay elements

5 Con laterizi rinforzati (Cat. B) 22/9/2004With reinforced clay elements (Cat. B)

Fig. 2

Fig. 3

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in una sezione distante 62.5 cm dall’appoggio, pari a 2.5 voltel’altezza complessiva del solaio (25 cm), in modo da non doverconsiderare il cosiddetto “effetto arco” nella trasmissione delcarico. Ciò è in accordo con quanto consigliato in sede europea daldocumento tecnico [5], ancora peraltro in fase di elaborazione, alpunto 4.2 dell’Annesso H.L’appoggio, inoltre, è stato posizionato al disotto dei travettiprecompressi (Fig. 4) per coinvolgere le pignatte nella rottura ataglio, simulando l’innesto dei travetti in trave alta. Ciò in virtù diquanto rilevato nel corso di precedenti indagini sperimentali [4]nelle quali l’appoggio è stato ubicato al disotto della fascia piena:in questa situazione la rottura si è innescata in corrispondenzadell’estremità dei travetti precompressi ed è proseguita nellastessa fascia piena.Per rilevare le deformazioni sono stati adoperati degli estensimetrielettrici, due per ciascun pannello, applicati sulla faccia verticalelongitudinale, tra l’appoggio ed il punto di applicazione del caricoconcentrato, inclinati a 45° (secondo le isostatiche di trazione), aduna distanza di 15.5 cm l’uno dall’altro, così come risulta dallafoto di Fig. 5.Il carico è stato fatto crescere gradualmente da zero fino alcollasso e contemporaneamente è stato monitorato ilcomportamento deformativo nelle sezioni di applicazione degliestensimetri elettrici.Nelle Figg. 6,7,8,9 sono riportate le immagini all’atto del collassodi quattro dei cinque pannelli.Il pannello n. 2, con blocchi normali a giunti sfalsati, presenta unarottura analoga a quella del pannello n. 3.In Fig. 10 sono riportati i legami carico-deformazioni misurati dagliestensimetri elettrici disposti, come si è già detto, secondo leisostatiche di trazione.Dal diagramma si rileva il benefico contributo offerto dallapresenza dei blocchi, consistente nella riduzione delledeformazioni e quindi delle tensioni nel conglomerato.Nella Tab. II sono riassunti i valori del taglio agente all’atto dellacrisi nella sezione maggiormente sollecitata. Nel determinarnel’entità si è tenuto conto del carico, del peso proprio della traversausata per trasmetterlo, di quelli del martinetto, della cella dicarico e del pannello, diverso quest’ultimo a seconda dellapresenza o meno dei laterizi e della loro tipologia.


The support, moreover, was positionedbelow the pre-stressed concrete beams(Fig. 4) to involve the hollow blocks inthe shearing break, by simulating theconnection of the beams in a highbeam. Namely based on what wasshown in the previous experiments [4]where the support was located belowthe solid range: in this situation thebreak occurred at the end of the pre-stressed concrete beams and itcontinued in the same solid range.To observe the deformations electricextensometers were used, two foreach panel, applied on thelongitudinal vertical face, betweenthe support and the point theconcentrated load is applied, inclinedat 45° (depending on the tensileisostatics), at a distance of 15.5 cmfrom each other, as in the photo inFig. 5.The load was increased gradually fromzero up to collapse, and at the sametime the deformation behaviour wasmonitored in the sections where theelectric extensometers were applied.In Fig, 6,7,8,9, there are pictures ofthe collapse of four of the five panels.Panel no. 2, with normal staggeredjoint blocks, has a break that issimilar to that of panel no. 3.In Fig. 10 we have the load-deformations measured by the electricextensometers arranged, as alreadymentioned, according to the tensileisostatics.From the diagram it is clear what thebenefit of using the blocks is, namelya reduction in the deformations andtherefore of the stresses in the mix.In Tab. II there is a summary of theshearing agent values at the criticalmoment in the section most understress. In establishing the torque,account was taken of the load, theweight of the beam used to transmitit, those of the jack, the load unit andthe panel, this latter differingaccording to the presence, if any, ofthe bricks and their type.The test shows that the presence ofclay elements noticeably increases thebreaking strength. This, in the

Fig. 4 Fig. 5

L’indagine sperimentale mostra che la presenza dei laterizi innalzasensibilmente il taglio di rottura. Quest’ultima, in assenza dellepignatte, si produce infatti per effetto del taglio; in presenza deilaterizi si verifica invece per flessione quando il taglio massimo hagià raggiunto un valore sensibilmente superiore al precedente.

LA SECONDA SERIE DI PROVE

Si è ritenuto, a seguito di quanto descritto, di approfondiremaggiormente l’argomento operando su ulteriori elementiappositamente realizzati, di tipo semiprefabbricato con impiego ditravetti in c.a.p. e di travetti tralicciati in c.a. ordinario.Sono stati perciò confezionati dodici pannelli, sei con travettiprecompressi e sei con travetti tralicciati. Per ciascuna serie diprototipi, tre sono stati realizzati usando blocchi di laterizioordinari (Cat. A) e tre senza blocchi. Per questi ultimi, allo scopodi agevolare il confezionamento, evitare l’aderenza calcestruzzo-blocchi e consentire una facile asportazione delle pignatte, si èprovveduto, prima del getto, ad avvolgere i laterizi con fogli dipolietilene. Le dimensioni dei prototipi sono quelle indicate nelle Figg. 11-12,rispettivamente riferite a pannelli con travetti in c.a.p. e contravetti tralicciati.Entrambi sono stati realizzati con tre travetti e, ove presenti, condue file di pignatte a giunti allineati, ciascuna delle quali costituita


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absence of hollow blocks, is producedthrough the effect of shearing; whenclay elements are present, however, ithappens through flexion when thebreaking maximum has reached avalue that is higher than the previousone.

THE SECOND SERIES OF TESTSIt was thought important to look inmore detail, following on from whatwas described above, at furtherspecially made elements, like semi-prefabricated with the use ofreinforced pre-stressed reinforcedconcrete beams and ordinaryreinforced concrete lattice girderbeams.Therefore twelve panels werepackaged, six with pre-stressed beamsand six with lattice girder beams. Foreach series of prototypes, three weremade using ordinary clay elements(Cat. A) and three without bricks. Forthe latter, in order to make thepackaging easier, avoid the concrete-bricks sticking and to make the hollowblocks easier to remove, the brickswere wrapped with sheets ofpolyethylene before casting.The dimensions of the prototypes arethose shown in Figs. 11-12,

Fig. 6 - pannello n. 1 senza laterizi.Panel no. 1 without clay elements.

Fig. 7 - pannello n. 4 senza laterizi.Panel no. 4 without clay elements.

Fig. 8 - pannello n. 3 con laterizi Cat. A allin.Panel no. 3 with clay elements Cat. A aligned.

Fig. 9 - pannello n. 5 con laterizi Cat. B.Panel no. 5 with clay elements Cat. B.

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da sei blocchi aventi dimensioni (25 x 38 x 20) cm. Il travettoprecompresso è il TP5 con l’aggiunta di 2Ø16 esterni mentre quellotralicciato è costituito da un fondello in laterizio riempito dicalcestruzzo con 2 Ø 5 + 1 Ø 7 di confezionamento e 2 Ø 16aggiuntivi.Nei prototipi a travetti precompressi questi ultimi si prolungano neicordoli per 20 cm onde assicurare, in assenza di armaturafuoriuscente, un corretto ancoraggio; nei tipi a travetti tralicciati,in cui è prevista un’armatura lenta fuoriuscente, il prolungamentoè di soli 5 cm.Prove di compressione su cubetti prelevati dai getti hanno fornitouna tensione cubica media di rottura di 33.13 N/mm2, cui si può farcorrispondere una resistenza a compressione cilindricacaratteristica fck = 25N/mm2.I pannelli con travetti precompressi e pignatte sono statiidentificati facendo seguire il numero d’ordine (da 1 a 3) dallelettere “P” (Precompresso) e “C” (Con laterizi); analogamente ipannelli con travetti tralicciati sono stati identificati sostituendo lalettera “P” con “T” (Traliccio).L’identificazione dei prototipi privi di laterizi si è ottenuta perentrambe le categorie sostituendo la lettera “C” con “S” (Senzalaterizi).Il carico è stato ottenuto tramite un martinetto della portatamassima di 50 t, alimentato da una pompa oleodinamica, etrasmesso al pannello di prova tramite una traversa in acciaio


respectively referring to panels withpre-stressed reinforced concretebeams and panels with lattice girderbeams.Both were made with three beamsand, where present, with two rows ofhollow tile with aligned joints, eachof which composed of 25 x 38 x 20 cmsix blocks. The pre-stressed concretebeam is the TP5 with the addition of2 Ø 16 on the outside, while thelattice girder beam is composed of abrick base filled with concrete with2 Ø 5 + 1 Ø 7 packing and 2 Ø 16additives.In the prototypes with pre-stressedconcrete beams the concrete edgingsare lengthened by 20 cm to ensureproper fixing, where there is noprotruding reinforcement; in thelattice girder beam types, where aloose protruding reinforcement isprovides, the lengthening is just 5 cm.Compression tests on small cubestaken out of the casts have providedan average cube breakage stress of33.13 N/mm2, which corresponds to atypical cylindrical compressionresistance of fck = 25N/mm2.The panels with pre-stressed concretebeams and hollow blocks wereidentified by numbers (1 to 3) by theletter “P” (Pre-stressed) and “C”(With bricks); similarly the panelswith lattice girder beams wereidentified replacing the letter “P”with “T” (Lattice).The identification of prototypeswithout bricks was obtained for bothcategories by replacing the letter “C”with “S” (Without bricks).The load was obtained using a jackwith a maximum capacity of 50 t,powered by an oleo pump andtransmitted to the test panel using asteel crossbeam (HE220B) weighing 120daN in total.Also for these tests the load wasapplied to a transversal section of thepanel 62.5 cm from the nearestsupport. In Figs. 13 and 14 the loadlayout for the two series of tests isshown, respectively on the panels withpre-stressed concrete beams and onpanels with lattice girder beams.

Tab. II

Tipo di pannello Tipo di rottura Taglio massimo (kN)Type of panel Type of break Shear maximum (kN)

n. 1 senza laterizi Taglio 150.32No. 1 without bricks Shear

n. 2 con later. norm. (Cat. A) sfalsati Flessione 151.65No. 2 with normal bricks (Cat. A) staggered Flexion

n. 3 con later. norm. (Cat. A) allineati Flessione 155.93No. 3 with normal bricks (Cat. A) aligned Flexion

n. 4 senza laterizi Taglio 127.81No. 4 without bricks Shear

n. 5 con laterizi rinforzati (Cat. B) Flessione 157.19No. 5 with reinforced bricks (Cat. B) Flexion

Fig. 10


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Fig. 11

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Fig. 12

(HE220B) pesante complessivamente 120 daN.Anche per queste prove il carico è stato applicato in una sezionetrasversale del pannello distante 62.5 cm dall’appoggio più vicino.Nelle Figg. 13 e 14 è rappresentato lo schema di carico relativo alledue serie di prove, rispettivamente su pannelli con travettiprecompressi e su pannelli con travetti tralicciati.Ciascun pannello è stato sottoposto ad un carico monotonamentecrescente, partendo da un valore nullo fino alla rottura. Nella Tab.III è riportato un riepilogo delle tipologie provate con le date diesecuzione delle prove.A differenza di quanto si è verificato nelle prove relative aipannelli lunghi, per alcuni dei quali la rottura è avvenuta aflessione e per altri a taglio, nel caso dei pannelli tozzi di cui qui sista riferendo, la rottura è sempre avvenuta inequivocabilmente ataglio. Ciò anche in quanto la rottura a flessione è statavolontariamente evitata ponendo in opera un’elevata armatura attaad assorbire la sollecitazione flettente.La Tab. IV è riepilogativa dei risultati sperimentali ottenuti. In essasono indicati:

• nella prima colonna la sigla del pannello;• nella seconda colonna il peso proprio “q” del prototipo per unità

di lunghezza;• nella terza colonna la somma dei pesi della traversa di carico

(Ptr), del martinetto (Pm) e della cella di carico (Pcc);• nella quarta colonna il carico esercitato dal martinetto all’atto

della crisi per taglio (Pu);• nella quinta colonna il taglio massimo presente all’atto della crisi

(VA) calcolato tenendo conto di tutti i contributi suddetti;• nella sesta colonna il taglio medio di rottura.

Il dato principale che risulta dalla Tabella è che, sia nei solai atravetti precompressi, sia in quelli tralicciati, il carico medio dirottura a taglio si incrementa sensibilmente nel passaggio daipannelli privi di pignatte a quelli che ne sono dotati. Gli incrementipercentuali infatti sono pari nei due casi rispettivamente a:

e risultano perciò nell’ordine del 20.5% e del 24.1%.


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Each panel was subjected an increasingmonotonic load, starting from a zerovalue up to breaking point. In Tab. IIIthere is a summary of the types testedwith the dates of the tests.Unlike what happened in the testswith long panels, for which somebreaks occurred through flexion andothers through shearing, in the case ofshort panels that are referred to here,the breaking always occurred throughshearing. Also as far as flexionbreaking was concerned this wasdeliberately avoided by usingreinforcement that could absorb thebending stress.Tab. IV is a summary of the resultsobtained in the experiment. Theyshow:

• in the first column the initial of thepanel;

• in the second column the weight “q”of the prototype per unit of length;

• in the third column the sum of theweights of the load beam (Ptr), thejack (Pm) and the load unit (Pcc);

• in the fourth column the loadexercised by the jack at the momentof shearing (Pu);

• in the fifth column the shearingmaximum at the critical moment(VA) calculated taking into accountall the above-mentionedcontributions;

• in the sixth column the averageshearing breakage.

The main information emerging fromthe table is that both for pre-stressedconcrete beams and lattice girderbeams the average breaking value forthrough shearing increases noticeablyin the passage from panels withouthollow blocks to those that are fittedwith them. The percentage increases,in fact, are equal in the two casesrespectively at:

and are in the order of 20.5% and12.4%.

Fig. 13 Fig. 14

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Ciò conferma in maniera anche più convincente quanto rilevato aseguito della prima serie di prove di cui si è riferito nel § 2.Nelle Figg. 15 e 16 sono riportate foto che mostrano nell’insieme enel dettaglio uno dei pannelli nel corso di una prova.Le Figg. 17-18-19-20 mettono in evidenza la crisi per taglioraggiunta da alcuni pannelli, uno per ciascuna serie.

CONFRONTI TEORICI

A corredo di quanto esposto appare interessante qualche confrontotra i risultati sperimentali conseguiti e le resistenze a taglio


This is an even more convincinglyconfirmed by what was observedfollowing the first series of testsreferred to in § 2.In Figs. 15 and 16 the photos show thewhole one of the panels and a close-up view during the test.Figs. 17-18-19-20 highlight theshearing reached in some panels, onefor each series.

THEORETICAL COMPARISONSFrom what has been observed it wouldbe interesting to make somecomparisons between the test resultsand the shear strengths attainedtheoretically using the formulasrecommended by the Technical Norms.Reference was made to Eurocode 2(UNI EN 1992-1-1) [2] that, in point6.2.2, provides the value of the shearstrength VRd,c for elements that do notrequire shearing reinforcements, usingthe formula (6.2a), to use both withpanels with pre-stressed reinforcedconcrete panels (Fig. 21), as well asthose with lattice girder beams (Fig.22). In it the contribution of the pre-stressing is excluded, for the formerones, since it extends only to theprefabricated beam and not to theentire ribbing, and for the latter, thatof the metallic lattice because of itsinsufficient height, not suitably fixedin the compressed zone. It iscalculated that the only function ofthe lattice is to ensure the floor ismonolithic as will be explained later.In both cases therefore there is thefollowing expression of the shearstrength of the layout:

(1)

where there is an assumption of thecommon values fck = 25 N/mm2 e gc = 1.5.With reference to the pre-stressedconcrete panels, Fig. 21 summarisessome of the geometric magnitudesneeded for using (1) expressed in

Tab. IV

Pannello q Ptr + Pm + Pcc Pu VA VA, medio

[daN/m] [daN] [daN] [daN] [daN]Panel q Ptr + Pm + Pcc Pu VA VA, average

[daN/m] [daN] [daN] [daN] [daN]

1PS 27460 176942PS 265 165 23080 14926 170353PS 28730 18498

1PC 29260 188752PC 315 165 33500 21556 205343PC 32890 21170

1TS 22980 148772TS 285 165 25610 16541 153493TS 22585 14628

1TC 24735 160382TC 345 165 30700 19810 190543TC 33080 21315

Tab. III

Tipo di pannello Descrizione Data di provaType of panel Description Test date

1PS Precompresso senza laterizi 01/06/2005Pre-stressed without bricks

1PC Precompresso con laterizi 08/06/2005Pre-stressed with bricks

1TS Tralicciato senza laterizi 15/06/2005Lattice without bricks

1TC Tralicciato con laterizi 24/06/2005Lattice with bricks









desumibili per via teorica impiegando le formule consigliate dallaNormativa Tecnica.Ci si è riferiti all’Eurocodice 2 (UNI EN 1992-1-1) [2] che, al punto6.2.2, fornisce il valore di progetto della resistenza a taglio VRd,c perelementi che non richiedono armature a taglio, mediante laformula (6.2a), da riferire sia ai pannelli con travetti in c.a.p. (Fig.21), sia a quelli con travetti tralicciati (Fig. 22). In essa si esclude,per i primi, il contributo della precompressione in quanto estesa alsolo travetto prefabbricato e non all’intera nervatura e, per isecondi, quello del traliccio metallico a causa della insufficientealtezza di quest’ultimo, non adeguatamente ancorato in zonacompressa. Si ritiene perciò che l’unica funzione del traliccio siaquella di assicurare il monolitismo del solaio come verrà precisatosuccessivamente.Si ha pertanto in entrambi i casi la seguente espressione dellaresistenza di progetto a taglio:

(1)

in cui vanno assunti i valori comuni fck = 25 N/mm2 e gc = 1.5.Con riferimento ai pannelli a travetti precompressi, la Fig. 21


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millimetres. Moreover, the followingemerges:

All things considered we get:

(2)

For the lattice girder beams we haveAsl = 2 Ø 16 = 402 mm2 and, with theinformation in Fig. 22:

Fig. 15 Fig. 16

Fig. 17 - pannello “PC”.Panel “PC”.

Fig. 18 - pannello “PS”.Panel “PS”.

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riassume alcune delle grandezze geometriche necessarie perutilizzare la (1) espresse in millimetri. Risultano inoltre:

A conti fatti si ricava:

(2)

Per i travetti tralicciati si ha ancora A sl = 2 Ø 16 = 402 mm2 edinoltre, con i dati di Fig. 22:

Risulta così:

(3)

Entrambi i valori ottenuti appaiono molto contenuti nei confrontidei risultati sperimentali medi che sono pari a 17035 daN e 15349daN, rispettivamente per travetti precompressi e tralicciati inassenza di laterizi. In presenza dei laterizi tali valori si innalzanoulteriormente diventando pari a 20534 daN e 19054 daN (Tab. IV)nei due casi in parola.Allo scopo di eseguire un confronto più significativo, osserviamoche i valori teorici di sono dipendenti dalla resistenzacaratteristica di compressione fck (frattile 5%) del calcestruzzo VRd,c

e dal coefficiente parziale di sicurezza del materiale gc = 1.5. Difatto una stima accettabile dei valori medi del taglio resistente,corrispondenti ai valori (2) e (3), si può ottenere amplificando glistessi per il coefficiente gc / 3 0.7 = 1.689. Così operando siottengono valori medi dei tagli resistenti teorici pari a 8533 daN e8868 daN rispettivamente per i pannelli con travetti precompressi etralicciati.L’ulteriore discrepanza tra questi ultimi valori medi teorici e quellisperimentali può essere giustificata osservando che, nel caso deipannelli con travetti in c.a.p. (Fig. 17), l’elemento inferioreprecompresso incrementa la portanza del meccanismo resistente “a


The result is:

(3)

Both the values obtained seem verysmall compared to the average testresults that are 17035 daN and 15349daN, respectively for pre-stressedconcrete beams and lattice girderbeams without clay elements. Wherethere are bricks the values increasefurther becoming 20534 daN and 19054daN (Tab. IV) for the cases inquestion.In order to carry out a moremeaningful comparison, we can seethat the theoretical values of are VRd,c

dependent on the compressionresistance fck (5%) of the concrete andon the partial security factor of thematerial gc = 1.5. As a matter of factacceptable mean shear strength values,corresponding to the values (2) and (3),can be obtained by amplifying them bythe coefficient gc / 3 0.7 = 1.689. Bydoing this theoretical mean shearstrength values of 8533 daN and 8868daN can be obtained respectively forthe panels with pre-stressed concretebeams and for those with latticegirder beams.A further discrepancy between thesemean theoretical values and the testones can be excused by observing that,in the case of panels with pre-stressedreinforced concrete beams (Fig. 17),the lower pre-stressed elementincreases the lift of the “toothcomb”resistance mechanism, by developing aconsiderable “pin” effect notconsidered in (1). As far as the panelswith lattice girder beams areconcerned , Fig. 19 clearly shows thatthe metallic lattice has been affectedby the breaking surface and that it hasdefinitely contributed to the shearstrength. Also in this case, however,such a contribution was not taken intoaccount in (1).Another check, provided by Eurocode 2Part 1-1 at point 6.2.5, concerns theshearing action in the boundary

Fig. 19 - pannello “TC”.Panel “TC”.

Fig. 20 - pannello “TS”.Panel “TS”.

pettine” sviluppando un notevole effetto “spinotto” nonconsiderato nella (1). Per quanto riguarda i pannelli con travettitralicciati, la Fig. 19 mostra chiaramente che il traliccio metallicoè stato interessato dalla superficie di rottura e che certamente hacontribuito alla resistenza a taglio. Anche in questo caso, però,tale contributo non è tenuto in conto nella (1). Un’ulteriore verifica, prevista dall’Eurocodice 2 Parte 1-1 al punto6.2.5, riguarda l’azione tagliante nell’interfaccia tra il calcestruzzogettato in opera e l’elemento prefabbricato. Tale controllo puòriguardarsi come una “verifica del monolitismo” del pannello.La verifica richiede che:

VEdi ≤ VRdi (4)essendo:

il valore di progetto della tensione tangenzialeall’interfaccia;

VRdi =cfctd + rfyd (msina + cosa) la resistenza di progetto,in cui, in particolare:VEd è la forza di taglio trasversale;bi è la larghezza dell’interfaccia;b è il rapporto tra la forza longitudinale nell’ultimo getto di

calcestruzzo e la forza longitudinale globale (b = 1);c, m sono fattori dipendenti dalla scabrezza dell’interfaccia

(c=0.35 e m per superficie liscia);con As area dell’armatura che attraversa l’interfaccia ed A i

area del giunto;a è l’inclinazione sull’orizzontale dell’armatura che attraversa

il giunto.Ponendo nella (4) il segno di uguaglianza, si ottiene l’espressionedel taglio resistente all’interfaccia:

VEd,max = VRdi [cfctd + rfyd (msina + cosa)]zbi (4)

Comune ad entrambe le tipologie di pannelli è il valore dellaresistenza a trazione di progetto del calcestruzzo:fctd = fctk,0.05/gc = 1.8/1.5 = 1,2 N/mm2, avendo assunto fck = 25 N/mm2.

Per i pannelli con travetti in c.a.p. risulta inoltre (Fig. 23):bi = 200mm; d = 215.6 mm; z = 0:9d = 194.04mm; r = 0e conseguentemente la (4) fornisce:


ric

erc

a re

sea

rch

between the concrete cast on-site andthe prefabricated element. This checkcan be looked upon as a “check of themonolithic nature” of the panel.The check requires that:

VEdi ≤ VRdi (4)where:

the value of the tangentialstress at the boundary;

VRdi =cfctd + rfyd (msina + cosa) thelayout resistance,where:VEd is the transversal shearing force;bi is the width of the boundary;b is the relationship between the

longitudinal force in the lastconcrete casting and the globallongitudinal force (b = 1);

c, m are factors dependent on theroughness of the boundary(c=0.35 and m for a smoothsurface);

with As area of thereinforcement that crosses theboundary and A i area of the

joint;a is the inclination on the

horizontal of the reinforcementthat crosses the joint.

Putting an equals sign in (4), weobtain the expression for the shearstrength at the boundary:VEd,max = VRdi [cfctd + rfyd (msina + cosa)]zbi

(4)

Common to both types of panels is thetensile resistance value of theconcrete layout:fctd = fctk,0.05/gc = 1.8/1.5 = 1,2 N/mm2,assuming fck = 25 N/mm2.

For panels with pre-stressedreinforced concrete beams we also get(Fig. 23):bi = 200mm; d = 215.6 mm; z = 0:9d =194.04mm; r = 0and consequently (4) provides:

Fig. 21????????

Fig. 22????????

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a re

sea

rch

Passando al valore medio della resistenza a trazione fctm = gc fctd/0.7,come già in precedenza descritto, al taglio resistente di calcolo sipuò far corrispondere il taglio resistente medio allo scorrimentopari a 10478 daN (= 4890 x 1.5/0.7).Per i pannelli solaio con travetti tralicciati invece, trascurando ilcontributo delle barre compresse e assumendo (Fig. 24):bi = 90mm; d = 230mm; z = 0:9d = 207mms = 200 mm passo del traliccio metallico;As = 2 Ø 5 = 40 mm2 armatura tesa che attraversa l’interfaccia;

risulta:

Anche in questo caso, passando al valore medio della resistenzaunitaria a trazione fctm del conglomerato e assumendo perl’acciaio la resistenza caratteristica fyk, si ottiene il valore 11012 daN.Un’ultima osservazione scaturisce dall’analisi delle modalità dicollasso dei pannelli. Dalle Figg. 17-18-19-20, relative allesituazioni di rottura, si rileva che mentre per i pannelli tralicciatiad armatura lenta si manifesta la classica superficie di distacco pertaglio, caratteristica per le travi non armate a taglio (meccanismoresistente “a pettine”), nel caso dei pannelli solaio con travetti inc.a.p. la superficie di rottura si è propagata orizzontalmente allivello della corda minore del travetto precompresso. Ciòsuggerisce l’esigenza di specifiche verifiche di resistenza incorrispondenza di questa corda più debole, come proposto dal prEN 15037-1 [5] attualmente in fase sperimentale.

CONCLUSIONI

Le prove hanno mostrato in maniera chiara che i laterizi hanno lacapacità di elevare considerevolmente il carico di rottura a tagliodi pannelli di solaio sia a travetti precompressi che tralicciati. Ciòvale anche se si adoperano pignatte normali anziché rinforzate.Già la prima serie di prove, a carattere preliminare, condotte sutravi snelle a travetti precompressi, aveva provato quanto sopra:infatti i pannelli muniti di pignatte avevano avuto uncomportamento più rigido nel corso delle prove e soprattuttoavevano superato il carico di crisi per taglio manifestatosi per ipannelli privi di laterizi, pervenendo a una rottura per flessionesotto carico maggiore.La seconda serie di prove, condotta su elementi molto armati aflessione per far sì che la rottura avvenisse comunque a taglio, haconfermato quanto ottenuto per la prima serie: la presenza deilaterizi ha determinato un incremento medio del carico di crisi parial 20.5% e al 24.1% rispettivamente nei casi di travettiprecompressi e tralicciati.Tutto ciò conferma come i laterizi producano un effetto beneficosul comportamento statico dei solai misti ai fini dell’assorbimentodello sforzo di taglio. Questo risultato non può non far sorgeredelle perplessità in merito al fatto che le recentissime “Normetecniche per le costruzioni” [6] ridimensionino drasticamente, alpunto 5.1.9, il contributo delle pignatte ai fini della resistenza delsolaio rispetto a quanto prescritto al punto 7 del D.M. 9/1/96 [3] eda quelli ad esso precedenti.


Going from the mean tensile resistancevalue fctm = gc fctd/0.7, as alreadydescribed earlier, to the calculation ofthe shear strength we can let themean resistance to shearing be 10478daN (= 4890 x 1.5/0.7).For floor panels with lattice girderbeams however, by ignoring thecontribution of the pre-stresses barsand assuming (Fig. 24):bi = 90mm; d = 230mm; z = 0:9d =207mms = 200 mm pitch of the metalliclattice;A s = 2 Ø 5 = 40 mm2 taut reinforcementthat crosses the boundary;

it results that:

Also in this case, by going from themean value for the unit tensileresistance of the mix and assumingfor the steel the characteristicresistance fyk, we get the value 11012daN.A final observation emerging from theanalysis of the way the panelscollapse. From Figs. 17-18-19-20,concerning the breakage situations, itcan be seen that for the lattice girderbeam panels with a loosereinforcement we found the classicdetachment of the surface because ofshearing, characteristic of the beamsnot reinforced for shearing(“toothcomb” mechanism resistance),in the case of floor panels with pre-stressed reinforced concrete beamsthe ruptured surface extendedhorizontally at the level of the lowerline of the pre-stressed beam. Thissuggests the need for specific strengthtests in line with this weaker line, asproposed by PR EN 15037-1 [5]currently in the experimental stage.

CONCLUSIONSThe tests clearly demonstrated thatclay elements have the capacity toconsiderably increase the shearstrength of floors with pre-stressedbeams and ones with lattice girderbeams. This is true even when normalinstead of reinforced hollow blocksare used.Already the first series of tests, of apreliminary nature, conducted onslender pre-stressed beams, provedthat fact: in fact, panels fitted withhollow blocks had had a more rigidbehaviour during the tests and aboveall they had exceeded the critical loadfor shearing displayed by the panelswithout clay elements, experiencing arupture because of flexion under agreater load.

Il confronto condotto tra i valori teorici della resistenza dicalcolo a taglio valutata sulla base di quanto propostodall’Eurocodice 2 Parte 1-1 [2] e i valori conseguiti per viasperimentale mostra che i primi sono molto più bassi deisecondi, questi ultimi sia in assenza che in presenza dei laterizi.Si ritiene che ciò sia dovuto alla particolare prudenza con cui sivaluta la resistenza a taglio trascurando il contributo dellaprecompressione e quello dell’armatura d’anima rispettivamentenei due casi di solaio a travetti precompressi e tralicciati. Lacomplessità dei meccanismi di rottura a taglio dei solai atravetti prefabbricati, ampiamente utilizzati nella praticacostruttiva, suggerisce la necessità di un’estesa sperimentazioneper raggiungere una più soddisfacente modellazione deimeccanismi stessi.

BIBLIOGRAFIA

[1] G. DONATONE, A. SOLLAZZO: Collaborazione calcestruzzo-laterizio

nelle sezioni di solaio soggette a momenti negativi, “Costruire in

Laterizio”, N. 26, Marzo-Aprile 1992.

[2] UNI EN 1992-1-1 Eurocodice 2: Design of concrete structures. Part 1.1:

General rules and rules for buildings, Novembre 2005.

[3] D.M. 9/1/1996: Norme tecniche per il calcolo, l’esecuzione ed il

collaudo delle strutture in cemento armato, normale e precompresso

e per le strutture metalliche, Supplemento ordinario alla G.U. n. 29

del 5/2/1996 – Serie generale.

[4] G. DONATONE, A. SOLLAZZO: Sulle condizioni di vincolo dei solai

latero-cementizi a travetti precompressi, “Costruire in Laterizio”, N.

50-51, Marzo-Giugno 1996.

[5] prEN 15037-1: Precast concrete products – Beam-and-block floor

systems – Part 1: Beams, Ottobre 2005.

[6] Decreto 14/9/2005: Norme tecniche per le costruzioni, Supplemento

ordinario alla G.U. n. 222 del 23/09/2005, Serie generale.

Si ringrazia il sig. Francesco Paparella, tecnico del laboratorio “M.Salvati” del D.I.C.A., per la proficua collaborazione prestatanell’esecuzione delle prove.


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The second series of tests, carried outon elements that were heavilyreinforced against flexion to ensurethat the rupture would be shearing bynature, confirmed the results of thefirst series of tests: the presence ofclay elements caused an averageincrease in the critical load by 20.5%and 24.1% respectively for pre-stressed concrete beams and forlattice girder beams.All this confirms that clay elementshave a beneficial effect on the staticbehaviour of mixed beam-and-blockfloors, absorbing the shearing force.This result can only cause someconcern about the fact that the mostrecent “Technical regulations forconstructions” [6] drastically re-sizes ,in point 5.1.9, the contribution hollowblocks have for the strength of thefloor with respect to what isrecommended in point 7 of Min.Decree 9/1/96 [3] and those beforethat.The comparison carried out betweenthe theoretical calculations of theshearing strength evaluated on thebasis of what is proposed by Eurocode2 Part 1 -1 [2] and the values obtainedin tests, shows that the former aremuch lower than the latter, with orwithout clay elements. It is thoughtthat this is due to the particularprudence with which the shearstrength is evaluated, ignoring thecontribution of the pre-stressing andthat of the reinforcement of the core,respectively in the two cases of afloor with pre-stressed beams and afloor with lattice girder beams. Thecomplexity of the shearing mechanismfor floors with prefabricated beams,widely used in the constructionindustry, suggests the need forbroader tests to arrive at a moresatisfactory model of the mechanismsthemselves.

Our thanks go to Mr. FrancescoPaparella, an engineer in the “M.Salvati” lab of D.I.C.A., for hisenormous help in carrying out thetests.

Fig. 23????????

Fig. 24????????

il contributo dei laterizi alla resistenza a taglio to the...

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