01:2026_articolotecnico_Sopraelevazioni

SOPRAELEVAZIONI,AMPLIAMENTI EINTERVENTILOCALI:

criteri di qualificazione alla luce di NTC 2018, giurisprudenza e linee guida regionali (Parte II)

L’articolo analizza il confine tra sopraelevazioni, ampliamenti e interventi locali ai sensi del §8.4 NTC 2018, richiamando la più recente giurisprudenza, varie linee guida regionali e un caso applicativo, basato su criteri tecnico-meccanici per una corretta qualificazione degli interventi su edifici esistenti.

[Vedi la prima parte al n. 5/2025]

Nicola Mordà

Ingegnerestrutturista,titolare dellasocietàINCOSERSrl. Attivonell’ingegneriasismica e nella valutazione e retrofit di costruzioniesistenti,èautore divariepubblicazionitecnicoscientifiche su vari temi afferentiall’ingegneriacivile.

Elena Sansò

Ingegnerestrutturistapresso INCOSERSrl.Sioccupa attivamentediprogettazione strutturaleegeotecnicadi operediparticolareimpegno statico.

1.UNCASOREALEDIALLARGAMENTODIBALCONI: AMPLIAMENTOOINTERVENTOLOCALE?

1.1 Descrizione sintetica dell’intervento

L’intervento che si porta come caso studio riguarda un condominio sito nel Comune di Valtournenche (AO). L’edificio è un fabbricato esistente costruito nel 1971, composto da un corpo di fabbrica in c.a.o. con orizzontamenti in laterizio e c.a., avente 2 piani fuori terra in una porzione 3 piani fuori terra per un’altra porzione; è presente 1 piano interrato. In pianta ha forma rettangolare di dimensioni 18x25.5m.

L’intervento in questione sostanzialmente è teso ad un allargamento dei balconi/logge dei vari piani al fine di aumentare lo spazio residenziale ad ognuno di essi mantenendo la funzionalità del balcone stesso. Al fine di contenere l’aumento delle masse, tali allargamenti sono eseguiti con struttura portante in acciaio e sono in legno semplice, per le parti coperte, in legno-CLS nelle parti esterne che saranno soggette al carico neve1

Inoltre, è prevista un’estensione del piano interrato. L’allargamento del piano interrato, sostanzialmente non interferisce con lo spiccato, essendo lo stesso configurabile come allargamento della fondazione, anzi migliorerà la distribuzione dei carichi verticali al suolo.

2. Sezioni tipologiche intervento.

Per l’allargamento dei balconi, al fine di evitare lo sbalzo in diretta incidenza sui solai, l’intervento prevede la realizzazione di una serie di colonne in acciaio incernierate alla base, che quindi non interferiscono col drift laterale dell’edificio, ed al contempo riducono nelle colonne esistenti in c.a. il maggior carico indotto dai balconi stessi. Sorge quindi la necessità di inquadrare tale intervento ai sensi del § 8.4 del D.M. 17/01/2018. In altri termini occorre capire se tale intervento è da considerarsi sotto il profilo del comportamento strutturale come un ampliamento, e quindi ricorrono i precetti del §8.4.3, ovvero se, vista la modesta entità degli allargamenti delle logge esistenti, considerata la presenza delle colonne in acciaio, l’effetto complessivo di tale intervento sia tale da non “cambiare significativamente il comportamento globale della costruzione”, sempre “che interessino singoli elementi strutturali e che, comunque, non riducano le condizioni di sicurezza preesistenti” perseguendo la finalità di “modificare un elemento o una porzione limitata della struttura” ossia si tratta di intervento locale ai sensi del §8.4.1 del medesimo decreto.

Il tema non può essere trattato secondo definizioni lessicali o approcci morfologici dato che alla base della norma tecnica vi sono precisi precetti meccanici sottesi nelle definizioni, oltre che il buon senso ingegneristico2

Facendo riferimento alla nota 22, all’uopo viene in soccorso il CTS della regione Toscana, che a supporto delle amministrazioni nell’interpretazione dei disposti delle NTC18, ha di recente (11/2022) aggiornato gli orientamenti interpretativi nel caso di interventi sulle costruzioni esistenti, fornendo delle indicazioni morfologico-quantitative di orientamento.

Tali indicazioni tendono a definire delle configurazioni di interventi che, se strettamente rispettate sono ritenute dal CTS come inquadrabili certamente nell’ambito degli interventi locali.

Tuttavia lo stesso CTS chiarisce che “Il mancato rispetto di una o più indicazioni non esclude la classificazione dell’intervento come “locale” ai sensi del § 8.4.1 ma comporta, da parte del progettista, un’adeguata giustificazione della classificazione assunta (a titolo di esempio controllando la variazione del centro di massa, l’incremento delle masse al piano, la presenza o meno di cordoli, …).”.

Ed è esattamente in tale alveo che nei paragrafi successivi si articola la giustificazione meccanica dell’intervento in oggetto quale intervento locale ex §8.4.1 delle NTC2018.

Preliminarmente, si cerca di contestualizzare, “cum grano salis”, l’intervento in oggetto nelle casistiche rappresentate dal CTS, pur sempre nello spirito meccanico posto alla base delle LLGG che il medesimo CTS ha emanato3

Volendo approcciare la tematica in termini di indicazioni quantitative fornite dal CTS, si rileva che nel caso di interventi su solai esistenti a livello di interpiano il caso D del §2.1 (delle LLGG della Toscana) appare di un certo significato, benché non siano previsti interventi di realizzazione di nuovi solai ma solo allargamenti di quelli delle preesistenti logge. Giova comunque riflettere sulle considerazioni fatte dal CTS:

Figura 3. CTS Regione Toscana 2022 - Interventi locali a livello di solai.

Il caso D, che può essere assunto come riferimento più aderente al caso specifico, è meglio declinato come di seguito indicato:

Figura 4. CTS Regione Toscana 2022 - Interventi locali a livello di solai. Precisazioni.

Nel caso in esame la geometria dell’allargamento è dell’ordine di grandezza del riferimento in questione sul piano strettamente geometrico (~18%). Invece in termini di geometria delle masse, essendo l’ampliamento realizzato con solaio in legno, la cui massa è circa 1/3-1/4 di quello del preesistente solaio in c.a., la superficie ponderata4 ricade ampiamente nei limiti geometrici di cui sopra.

Inoltre, come si dimostra al §6.2.5.2, l’incremento dei carichi in fondazione è del 3.5%5 quindi inferiore al 5% indicato dal documento del CTS Toscana.

Già queste osservazioni inducono a ritenere che l’intervento possa realisticamente essere inquadrato come intervento locale ex §8.4.1 delle NTC2018.

Al di là delle definizioni quantitative di orientamento, è utile dimostrare quantitativamente l’influenza che la struttura della balconata induce sulla risposta statica e dinamica dell’edificio. E ciò è svolto nel successivo paragrafo in termini analitici tramite il confronto tra i modelli di calcolo ex-ante ed ex-post.

1.2 Analisi strutturale ante operam/post operam

Per le finalità di cui all’ultimo capoverso del precedente paragrafo, una doppia analisi della struttura, ossia in configurazione di stato di fatto e a seguito di intervento di allargamento, è svolta con l’ausilio del codice di calcolo Midas GEN 2024.

Infatti, nonostante l’intervento consista nell’allargamento della costruzione mediante opere ad essa strutturalmente connesse, si vedrà analiticamente come esso sia tale da non alterare la risposta della struttura esistente e quindi l’intervento possa essere numericamente qualificato come locale.

Ciò è anche attribuibile alla scelta progettuale di eseguire i solai con struttura leggera (legno e acciaio generalmente come detto), fatta proprio nell’ottica di perseguire il carattere locale dell’intervento pur in presenza di un assetto geometrico articolato come quello in questione.

1.2.1 Modelli di calcolo

Le valutazioni quantitative necessarie per quantificare la variazione della risposta strutturale, in particolare in ottica sismica, sono effettuate con l’ausilio di due modelli FEM dello stesso. La mo-

dellazione è svolta con l’uso di elementi di tipo beam (per le travi e le colonne) ed elementi di tipo shell (per i muri di cantinato). Per l’analisi è stato assunto un fattore di comportamento q = 1.5.

In particolare, sono stati realizzati due distinti modelli di calcolo:

• Modello in configurazione di stato di fatto, la cui geometria è stata ricostruita a seguito di consultazione di documentazione strutturale pregressa;

• Modello post intervento di allargamento, ottenuto a partire dal precedente, con allargamento dei balconi, demolizione del muro esistente a sud nel piano interrato e costruzione di un nuovo muro di contenimento del terreno.

I due modelli sono illustrati nelle seguenti immagini.

1.2.2 Confronto comportamento ante-operam/post-operam

Nei seguenti paragrafi si riporta il confronto tra le risposte statiche e sismiche dei due modelli di calcolo adottati per eseguire le valutazioni sulla classificazione dell’intervento di allargamento.

In accordo al combinato disposto delle LLGG riportato al §4.2, il confronto in termini di variazione dei parametri descrittori della variazione indotta dall’intervento, sarà svolto in termini di:

• Sollecitazioni globali nelle strutture portanti dell’edificio;

• Risposta dinamica dell’edificio: confronto su frequenze e modi propri dell’edificio; controllo delle variazioni dei taglianti di piano, drift di interpiano;

• Risultanti degli scarichi in fondazione.

In tal senso quindi il combinato disposto dei precetti regionali, Emilia Romagna e Marche, consisterebbe nell’eseguire una specifica analisi strutturale nei due assetti (ex-ante/ex-post intervento) e valutare i successivi parametri quantitativi caratteristici del cimento sismico6; l’intervento sarà locale se sono rispettate le successive condizioni: i. aumento dell’eccentricità tra il baricentro delle masse e il centro delle rigidezze inferiore al 5% della dimensione dell’edificio misurata perpendicolarmente alla direzione dell’azione sismica, ii. variazione della rigidezza del singolo interpiano inferiore al 20%, iii. variazione della deformazione massima del singolo piano inferiore al 10%, iv variazione dell’entità dell’azione sismica (taglio) di piano inferiore al 10%.

1.2.2.1 Sollecitazioni – Configurazione stato di fatto

Si riporta di seguito la distribuzione di sollecitazioni flettenti sugli elementi principali che costituiscono la struttura esistente.

Figura 7. Inviluppo SLU/SLV – Diagramma momento flettente – Modello globale stato di fatto.

In particolare, la distribuzione di momento flettente sulle travi del piano tipo è la seguente:

Figura 8. Inviluppo SLU/SLV – Diagramma momento flettente – Piano tipologico stato di fatto.

Mentre la distribuzione di momento flettente sul telaio più sollecitato è la seguente:

Figura 9. Inviluppo SLU/SLV – Diagramma momento flettente – Telaio più sollecitato stato di fatto.

1.2.2.2 Sollecitazioni – Configurazione post intervento

Si riporta di seguito la distribuzione di sollecitazioni flettenti sugli elementi principali che costituiscono la struttura a seguito dell’intervento di allargamento.

Figura 10 –Inviluppo SLU/SLV – Diagramma momento flettente – Modello globale post allargamento

In particolare, la distribuzione di momento flettente sulle travi del piano tipo è la seguente:

Figura 11. Inviluppo SLU/SLV – Diagramma momento flettente – Piano tipologico post allargamento.

Mentre la distribuzione di momento flettente sul telaio più sollecitato è la seguente:

Figura 12. Inviluppo SLU/SLV – Diagramma momento flettente – Telaio più sollecitato post allargamento.

Come si osserva dai picchi riportati nelle precedenti figure, l’intervento di allargamento non introduce sostanziali differenze di sollecitazioni sugli elementi principali della struttura.

Ad esempio per il telaio più caricato, sulla colonna più caricata si ha variazione puntuale del 15% in sede sismica. Inoltre, tralasciando il valore di picco e assumendo un valore medio della variazione di sollecitazioni, tale variazione si riduce ulteriormente entro i limiti di incertezza di una modellazione strutturale.

Per le travi di piano il massimo momento varia da 69.3 kNm a 70.1 kNm (+1.1%), variazione del tutto insignificante.

Pertanto l’allargamento non comporta variazioni della risposta statica della struttura esistente.

1.2.3 Confronto risposta dinamica

Quello che appare significativo in sede sismica è invece la variazione della risposta dinamica. Nel seguito si riporta il confronto tra le risposte ottenute dai due modelli di calcolo adottati per eseguire le valutazioni sulla classificazione dell’intervento di allargamento.

1.2.3.1 Risposta dinamica nello stato di fatto: modi e periodi propri, drift di interpiano, tagli di piano

La tabella successiva riporta il riepilogo dei periodi e delle masse partecipanti corrispondenti ai modi di vibrare che si attivano nella struttura esistente, in configurazione di stato di fatto:

EIGENVALUEANALYSIS

Mode No FrequencyPeriod Tolerance (rad/sec)(cycle/sec)(sec)

110.11061.60920.62140

213.04012.07540.48180 314.7242.34340.42670

433.08275.26530.18990

537.33485.9420.16830

641.44586.59630.15160

758.05889.24030.10820

870.143811.16370.08960

992.726914.75790.06780

10196.801331.32190.03190

11205.661632.73210.03060

12241.380138.41680.0260

13303.473248.29930.02076.5086E-103

14306.880648.84160.02052.6067E-100

15308.987149.17680.02035.9286E-100 16338.845353.92890.01852.8876E-89

17344.899954.89250.01827.05E-87

18364.6458.03430.01726.4196E-77 19365.639958.19340.01721.1178E-75 20366.239558.28880.01725.7284E-75

MODALPARTICIPATIONMASSESPRINTOUT

Mode No TRAN-XTRAN-YTRAN-ZROTN-XROTN-YROTN-Z MASS(%)SUM(%)MASS(%)SUM(%)MASS(%)SUM(%)MASS(%)SUM(%)MASS(%)SUM(%)MASS(%)SUM(%) 10.02560.025630.339630.3396000.12960.12960.00060.00068.41638.4163

241.069241.09480.212630.5522000.00040.130.16810.16872.555110.9714 30.438741.53358.001538.5537000.0140.1440.01930.18819.851530.8229 45.271646.80510.011638.5653000.00040.14450.1890.3770.154230.9771 50.001646.80672.972941.5382000.06380.20830.00260.37960.4431.4171 60.014146.82083.028244.5663000.19890.40720.0230.40263.383834.8009 73.085449.90610.078444.6447000.00030.40750.00240.4050.52235.3228 80.042949.9493.494748.1395000.02120.42860.01030.41533.227238.5501 90.000449.94942.254850.3943000.00020.42880.00850.42371.090439.6405 100.042449.99180.001450.39570000.42881.03381.45760.000339.6408 110.097350.08910.004650.4003000.00010.42891.96953.4271039.6408 1224.218774.30788.158.5003000.76491.19381.01864.44564.643644.2844 133.214277.5228.47466.9743004.95956.15330.23374.67930.348444.6328 140.182177.70410.79967.7733000.03046.18380.54745.22670.039944.6727 156.774284.478223.389291.1625001.26867.45240.34265.56930.911145.5839 160.004384.48260.005991.16840007.45240.83886.40810.000445.5843 170.000184.48270.001591.16980007.45240.19076.59880.000645.5849 180.010784.4934091.1698000.03817.49050.00186.60070.039645.6245 190.001984.49530.012691.1824000.21287.70330.00486.60540.001745.6261 20084.4953091.18240007.70330.00056.60590.000145.6262

Il primo modo vede una massa partecipante in direzione Y pari a ~30%.

Come si vede dalle deformate modali dei modi di vibrare principali il primo modo attiva la parte in copertura con un assetto quasi locale (flesso-torsionale) per l’edificio:

Il secondo modo, in direzione X, ha un carattere più globale (flessionale) e attiva ~41% di massa:

Via via si ritrovano gli altri modi tipici degli edifici (torsionali, II flessionale ecc.):

15. Deformata modale - modo 3 – Modello globale stato di fatto.

Per dare evidenza quantitativa della variazione apportata alla struttura dall’intervento in questione è significativo il controllo dei drift di interpiano. Si riportano quindi i valori dei drift di piano relativamente ai casi di carico sismici a SLV (“SX” e “SY”):

Load CaseStory

RMC,NotUsed,Cd=1,Ie=1,ScaleFactor=1

SX(RS)3F260010.01543515.31945.31940.0025.2275.2271.01770.002

SX(RS)2F280010.0151776.58536.58530.00246.28586.28581.04770.0022

SX(RS)1F260010.01515.52685.52680.00215.32855.32851.03720.002

Load CaseStory

RMC,NotUsed,Cd=1,Ie=1,ScaleFactor=1

SY(RS)3F260010.0152309.4859.4850.00367.84137.84131.20960.003

SY(RS)2F280010.01517710.712910.71290.00386.89856.89851.55290.0025

SY(RS)1F260010.01516.19486.19480.00243.7573.7571.64880.0014

Si nota come i drift di interpiano siano molto modesti, al massimo 0.38%, valore che addirittura ricade entro i limiti di drift previsti dalle norme al §7.3.6.1 per lo SLD per tamponature fragili. Quindi, di per sé l’azione sismica ha una modesta rilevanza in termini di domanda di spostamento, assunta questa come rappresentata dagli spostamenti valutati con i modelli in questione. Si riportano infine i risultati relativi ai tagli di piano e i corrispondenti coefficienti di taglio di piano (rapporto tra il taglio di piano e il peso totale del piano stesso) relativamente ai casi di carico sismici a SLV (“SX” e “SY”): StorySpectrum

3FSX(RS)336.111.61072.21072.20.31350.01081

2FSX(RS)735.146.93119.13119.10.23570.01504

1FSX(RS)951.466.75400.65400.60.17620.01235

3FSY(RS)26.62581072.21072.20.024830.2406

2FSY(RS)54.2491.13119.13119.10.017390.1575

1FSY(RS)68610.85400.65400.60.012580.1131

1.2.3.2 Risposta dinamica – Configurazione post intervento Si riporta di seguito il riepilogo dei periodi e delle masse partecipanti corrispondenti ai modi di vibrare che si attivano nella struttura esistente, in configurazione post intervento di allargamento. EIGENVALUEANALYSIS

19.71181.54570.6470 212.21861.94470.51420

313.98082.22510.44940

431.81635.06370.19750

536.0065.73050.17450 640.19436.39710.15630 755.76778.87570.11270

868.501910.90240.09170 990.033414.32930.06980 10160.139625.4870.03922.207E-164 11187.291729.80840.03351.3586E-144 12196.608931.29130.0326.605E-140 13204.464932.54160.03071.2952E-135 14206.852432.92160.03044.7794E-135 15235.130837.42220.02672.9595E-123 16279.456144.47680.02258.5392E-103 17304.081148.3960.02073.6102E-89 18304.592448.47740.02063.0192E-89 19306.83648.83450.02057.8331E-89 20338.438753.86420.01867.3592E-75

MODALPARTICIPATIONMASSESPRINTOUT

Mode No TRAN-XTRAN-YTRAN-ZROTN-XROTN-YROTN-Z

MASS(%)SUM(%)MASS(%)SUM(%)MASS(%)SUM(%)MASS(%)SUM(%)MASS(%)SUM(%)MASS(%)SUM(%) 10.33980.339829.448529.4485000.19250.19250.00010.00018.37578.3757 235.330435.67012.208731.6572000.00750.20.19510.19534.968913.3445 34.897840.56796.291137.9483000.01520.21520.10780.303115.715229.0598

44.401744.9696037.9483000.00030.21550.25590.5590.18829.2478 50.138945.10852.440240.3885000.07620.29170.02450.58350.35929.6068 60.145.20853.036743.4251000.28340.57510.06330.64682.706232.313 72.969948.17850.110843.536000.00030.57550.00040.64710.600332.9133 80.06948.24753.368146.9041000.02760.6030.01780.66492.920735.834 90.002548.252.268249.1723000.00040.60340.01250.67741.00236.836 100.023348.27344.077453.2496007.77858.38190.00040.67790.063836.8998 110.455848.72920.090753.3403000.00088.38270.00460.68252.152139.0519 120.333549.06270.033253.3735000.00038.3831.97262.65510.00939.0609 1311.974261.03692.09955.4725000.0438.4263.10535.76041.433640.4945 1413.261174.2982.782458.2549000.06868.49460.48776.24812.154442.6489 150.261574.55950.88959.1439001.18739.68190.00756.2556042.6489 167.463282.022631.260690.4046001.571211.25310.32376.57931.28943.9379 170.055982.07850.002290.4068000.006611.25960.02316.60240.408744.3466 180.018982.09750.263590.6703002.795414.05510.01146.61380.002744.3493 190.00382.10050.007890.6781000.015514.07060.6947.3078044.3493 20082.10050.001690.6797000.000114.07071.55968.86740.003544.3528

Come si vede dalle deformate modali dei principali modi di vibrare di seguito rappresentate, qualitativamente non si hanno variazioni apprezzabili delle caratteristiche modali:

Figura 16. Deformata modale - modo 1, Modello globale post allargamento.

Come prima si riportano inoltre i drift di piano relativamente ai casi di carico sismici SLV “SX” e “SY”:

Load CaseStory

RMC,NotUsed,Cd=1,Ie=1,ScaleFactor=1

SX(RS)3F260010.01543515.51835.51830.00214.89284.89281.12780.0019

SX(RS)2F280010.0151777.03697.03690.00256.27556.27551.12130.0022 SX(RS)1F260010.01515.80825.80820.00225.30325.30321.09520.002

RMC,NotUsed,Cd=1,Ie=1,ScaleFactor=1

SY(RS)3F260010.0152309.52839.52830.00377.91987.91981.20310.003

Come si osserva, l’intervento di allargamento non introduce sostanziali differenze nei periodi, nelle masse partecipanti e nelle deformate modali relative ai principali modi di vibrare della struttura. Inoltre, anche i drift di piano non subiscono sostanziali variazioni. Forme modali qualitativamente invariate. Si riportano infine i risultati relativi ai tagli di piano e i corrispondenti coefficienti di taglio di piano (rapporto tra il taglio di piano e il peso totale del piano stesso) relativamente ai casi di carico sismici a SLV (“SX” e “SY”):

StorySpectrum

3FSX(RS)312.633.31140.31140.30.27410.02925

2FSX(RS)710.6149.23489.43489.40.20360.04277

1FSX(RS)910.9208.25892.35892.30.15460.03534

3FSY(RS)67.62601140.31140.30.059270.228

2FSY(RS)161.4510.83489.43489.40.046250.1464

1FSY(RS)204.7632.65892.35892.30.034740.1074

In sintesi, il quadro di confronto tra assetto ante/post operam è rappresentato dai seguenti dati quantitativi:

• Masse attivate e periodi propri praticamente invariati tra assetto ante/post intervento:

–1° modo Y: mY = 30.3%/29.4% - T1 = 0.62s / 0.65s (D ~5.7%)

–2° modo X: mX = 41.0%/29.4% - T2 = 0.48s / 0.51s (D ~6.2%)

• Massimo drift di interpiano:

–IDRmax,0 = 0.38%

–IDRmax,1 = 0.39%

– D = 2.6%

• Massimo tagliante di piano:

–Dir X: T = 910.9 kN / 951.4 kN à DT = -40.5 kN (-4.3%)

–Dir Y: T = 632.6 kN / 610.8 kN à DT = 21.8 kN (+3.5%)

Si fa notare che nel caso specifico l’intervento, pur comportando un incremento di massa complessiva, in direzione X riduce le frequenze proprie della struttura, spostando i periodi verso valori leggermente più alti, come noto che un aumento di massa a parità di rigidezza comporti un aumento dei periodi propri nei sistemi rappresentabili come oscillatori. Questo comporta una riduzione dell’accelerazione spettrale e pertanto post operam le forze di inerzia sismica risultano minori, perlomeno per il caso di sisma X.

Dalle valutazioni quantitative esposte sopra, si ha evidenza di come l’intervento si confini entro dei decimali dei parametri di risposta, ossia si riscontrano variazioni di pochi punti percentuali sui parametri di controllo assunti, in accordo alle LLGG trattate in precedenze, che sono del tutto insignificanti sul piano ingegneristico. Quindi, anche sotto il profilo dinamico l’intervento non è significativo.

Di conseguenza è rigorosamente dimostrato che l’allargamento non comporta variazioni della risposta dinamica della struttura esistente.

1.2.4 Considerazioni sul drift di interpiano

Le norme vigenti indicano, nel caso degli edifici, come parametro segnalatore di danneggiamento ed inagibilità il drift di interpiano (al § 7.3.6.1) e per esso impongono, nel caso di rilevanza dello SLD, precisi limiti in ragione delle tipologie di tamponature e tramezzature. Al drift di interpiano (IDR) sono anche associati livelli di danno più severi rispetto a quelli relativi agli elementi non strutturali. La letteratura scientifica riporta numerosi parametri segnalatori di tale effetto per le componenti strutturali e complessivamente per l’intera struttura. È interessante in questo studio contestualizzare il valore del drift di interpiano esibito dall’edificio, praticamente invariato nelle due configurazioni, con alcuni risultati presenti in letteratura. Lo studio proposto da Rossetto & Elnashai (2003) riveste un certo interesse pratico-informativo, dato che si basa su dati analitici in termini di misura di un certo stato di danno, basato proprio sull’IDRmax, cui corrispondono delle descrizioni lessicali in termini di manifestazioni del danno stesso:

Figura 19. Scala di danno omogeneizzata secondo Rossetto & Elnashai (2003).

Gli Autori dello studio propongono una nuova scala di danno denominata “Scala di Danno Omogeneizzata” per edifici in c.a. (scala HRC), suddivisa in sette stati di danno, ciascuno dei quali è descritto in modo figurato nella tabella in Figura 19. Scala di danno omogeneizzata secondo Rossetto & Elnashai (2003). in termini di danno strutturale e non strutturale tipici afferenti a quattro principali tipologie di strutture in cemento armato presenti in Europa.

Agli stati limite ivi riportati sono ulteriormente associati dei valori in termini di “indice di danno HRC” (DIHRC), che fornisce una scala di riferimento numerica calibrata sperimentalmente rispetto al parametro di risposta strutturale rappresentato proprio dal rapporto tra il massimo di spostamento di interpiano tra i vari livelli dell’edificio (ISDmax %)7

Inoltre, nello studio sono riportate anche delle espressioni analitiche che consentono di associare direttamente al drift il valore del parametro di danno DIHRC. Per edifici in c.a. non duttili la formula proposta dagli Autori è la seguente:

DIHRC = 34.89 * ln(ISDmax%) + 39.39 (R2 = 0.991)

Nel caso in esame per ISD max % = IDRmax,1 ~ 0.4% si ha:

DIHRC = 34.89 * ln(0.4) + 39.39 =7.4

ossia il valore del drift è talmente modesto che colloca l’edificio, persino in fase sismica (SLV), nella seguente posizione della scala:

Figura 20. Danno atteso secondo la scala omogeneizzata secondo Rossetto & Elnashai (2003).

Pertanto questo semplice confronto dà anche una misura dell’aggravio o meno delle condizioni di sicurezza preesistenti, per rispondere al precetto del §8.4.1 delle NTC18 che rende “locale” un certo intervento.

In altri termini una misura quantitativa della variazione del danno basata sullo spostamento di interpiano può servire a dare evidenza di quanto vari la risposta globale della costruzione, assunto che le verifiche locali siano effettuate ai sensi delle norme vigenti. Ciò consente, in modo tutto sommato semplice, di avere un quadro d’insieme sintetico ed esaustivo basato su una robusta formulazione scientifica riportata nella letteratura tecnica avanzata.

Chiaramente sono possibili anche altre valutazioni basate su altre metriche. Ad esempio con riferimento ai limiti proposti dalla Japan Structural Consultants Association (JSCA, 2022 – Sharafi & Saito, 2024) si ha:

Il drift iniziale e quello finale sono identici e corrispondono a: q max =0.4/100 = 1/250.

Quindi, anche secondo tale classificazione, l’edificio del caso di studio permane nella classe di “danno leggero”8 anche a seguito dell’intervento. Nel caso in esame, nello spirito delle LLGG regionali assunte come riferimento, è disponibile un modello di calcolo completo dell’edificio, anche perché la configurazione geometrica dell’allargamento ne rendeva opportuna, per completezza ed oggettività di valutazione, la sua impostazione.

In altri casi, invece, potrebbe non essere così importante una modellazione 3D completa della struttura, ovvero il tecnico potrebbe voler avere una quantificazione, anche per fini informativi,

dell’effetto complessivo dell’intervento in termini di risposta globale senza ricorrere ad essa. È utile quindi il ricorso a metodi speditivi per valutare tale variazione, auspicabilmente in termini di drift di interpiano che consente di trasferire il risultato dell’intervento in termini descrittivi-figurati al committente, ma sempre su base analitica.

E difatti, nella letteratura scientifica, esistono delle formulazioni speditive per valutare per le strutture intelaiate proprio tali parametri in modo semplice, pur se approssimato.

Di seguito se ne espongono due che, a parere degli scriventi, rivestono un certo interesse pratico, e sono stati positivamente testati in varie occasioni.

Considerato lo spettro elastico come input sismico, il metodo proposto da Tsang et al (2009):

Il periodo proprio è valutato come media dei primi due modi ottenuti dal modello di calcolo:

T m = (0.62+0.48)/2 = 0.55 s

Nel caso di utilizzo delle formulazioni delle norme del tipo T = C*Hm si avrebbe T = 0.39s molto distante da quelli rilevati dal modello e che porterebbe a un drift a sfavore di sicurezza.

La letteratura riporta infatti delle formulazioni correttive rispetto a tale approccio.

In ogni caso è importante segnalare come la valutazione di T sia una fase delicata.

Il risultato in termini di massimo drift di interpiano è ragionevolmente vicino a quello del modello di calcolo, considerando anche che nella modellazione è stato assunto uno spettro di progetto valutato con q = 1.5. Se, in via speditiva, si scala q max, di 1.5 si ha: qmax,d = 0.506/1.5 = 0.34% (=IDRmax).

Tale valore è molto simile a quello ottenuto dai modelli pari a 0.38/0.39%.

Un’altra formulazione speditiva molto utile è quella fornita da Akkar & Gulkan (2004), che porta ai successivi risultati:

Anche in questo caso valgono le considerazioni sulla valutazione del periodo proprio e l’uso dello spettro elastico nel calcolo di q max .

Le espressioni semplificate di normativa condurrebbero a valutazioni a sfavore di sicurezza.

L’assunzione di un periodo proprio affine a quello ottenuto dai modelli di calcolo produce valori di drift di interpiano ragionevolmente vicini a quello derivanti dalla modellazione FEM.

È quindi utile stigmatizzare come la valutazione di T basata su un modello fisico realistico dell’edificio sia ambivalente: da un lato consente una stima più precisa del periodo e di conseguenza del drift; dall’altro consente di mettere in conto eventuali variazioni di massa e rigidezza conseguenti all’intervento, stimando quindi l’effettiva variazione di q max tra i due assetti.

Ancora una volta si nota come il valore di q max sia simile a quello dei modelli di calcolo FEM.

Pertanto, per svolgere valutazioni analitiche speditive, ossia quando il modello di calcolo non è ritenuto strettamente necessario dal tecnico, si può beneficiare di tali formulazioni, o di altre simili, (valutando più precisamente T tra i due assetti ante/post intervento) per aver conto, in termini analitici, degli effetti dell’intervento e della classificazione del danno conseguente, stimato in base al drift q max secondo la scala precedente (Rossetto & Elnashai), senza necessariamente imbarcarsi in modellazioni analitiche che, si ripete, possono non essere ritenute indispensabili dal progettista per la specificità di un certo caso. Per completezza si ricalcola il drift con i periodi ottenuti dai modelli per le due direzioni principali sempre col metodo di Akkar & Gulkan:

PeriodoY=0.62sPeriodoX=0.48s

I valori di q max ottenuti sono simili a quelli risultanti dai modelli di calcolo FEM se scalati di q = 1.5 e riferendoli ai vari piani e direzioni, non solo al valore massimo assoluto tra essi.

Il metodo di Akkar & Gulkan inoltre fornisce anche un ragionevole profilo di drift laterale che può tornare utile per una valutazione più accurata del periodo di vibrazione nello spirito del metodo di Rayleigh per la valutazione degli autovalori9, iterando la stessa formulazione.

1.2.5 Confronto azioni in fondazione

Nei seguenti paragrafi si riporta il confronto tra gli scarichi in fondazione dei due modelli di calcolo adottati per eseguire le valutazioni sulla classificazione dell’intervento di allargamento.

1.2.5.1 Scarichi in fondazione – Configurazione stato di fatto

Si riporta di seguito il riepilogo delle reazioni ai nodi corrispondenti alla base dei pilastri e del muro, in configurazione di stato di fatto, per l’inviluppo delle combinazioni di carico caratteristiche (rare). Per maggiore chiarezza, la numerazione dei nodi è riportata nella mappa seguente:

Marco Abram

GESTIONE del CANTIERE nei LAVORI PUBBLICI

• Esecuzione degli appalti pubblici secondo il nuovo Codice

• Costi, subappalto, varianti e sospensioni dei lavori

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• Confronto tra D. Leg.vo 36/2023 e normativa previgente

• Schemi e tabelle per applicazione operativa delle norme

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Figura 22. Mappa nodi base pilastri – Modello globale stato di fatto.

Lista dei nodi: 67to74, 77to84, 86to99, 1933to1942, 2076to2085, 2220to2229, 2364to2373 2508to2517, 2652to2661, 2796to2805, 2950to2959

67INV_SLERARA(all)-2.2480232.40445249.2380491.180507-1.3233340.054787

68INV_SLERARA(all)-0.711375-28.929335123.09382721.09095-0.097051-0.109478

69INV_SLERARA(all)-0.69213-28.802414112.93179221.315246-0.0639590.010136

70INV_SLERARA(all)-0.152067-28.591115115.94878321.036267-0.0140640.007004

71INV_SLERARA(all)-0.355182-27.981602107.04704520.300712-0.0262460.008049

72INV_SLERARA(all)-0.176011-27.73509189.22457819.98473-0.0107150.003999

73INV_SLERARA(all)0.70202-27.62313887.73864919.8434160.063777-0.003362

74INV_SLERARA(all)0.801895-27.46980897.77795819.3872080.1010250.084289

77INV_SLERARA(all)-1.755046-0.434962637.8912780.384098-1.793656-0.001825

78INV_SLERARA(all)0.1417221.52619546.871918-1.5353120.127651-0.001825

79INV_SLERARA(all)-0.1201040.334123598.711688-0.351867-0.140099-0.001825

80INV_SLERARA(all)-0.172346-0.21643536.0988990.208287-0.189492-0.001825

81INV_SLERARA(all)-0.0375170.466811451.11366-0.462148-0.056392-0.001825

82INV_SLERARA(all)-0.1815251.969477421.844903-1.92142-0.201311-0.001825

83INV_SLERARA(all)1.9894581.065691498.575601-1.0143561.999113-0.001825

84INV_SLERARA(all)-0.125654.8396324.838517-4.721736-0.14572-0.001825

86INV_SLERARA(all)0.406461-1.780409485.0335391.7067890.3987-0.001825

87INV_SLERARA(all)0.345182-2.509591329.8089472.4342510.336589-0.001825

88INV_SLERARA(all)-0.681733-2.174832322.7982822.114534-0.704252-0.001825

89INV_SLERARA(all)0.143516-0.939113506.1135040.9080510.134604-0.001825

90INV_SLERARA(all)-0.257202-0.855881490.7523440.837664-0.273964-0.001825

91INV_SLERARA(all)-0.406275-0.449009386.6565550.445206-0.425059-0.001825

92INV_SLERARA(all)0.396825-1.37063221.4584671.3527140.388932-0.001825

93INV_SLERARA(all)-0.721659-1.177492218.0779281.170197-0.74472-0.001825

94INV_SLERARA(all)0.8414470.638678422.562366-0.5925120.839584-0.001825

95INV_SLERARA(all)7.9119570.2258758.766103-2.2095853.6648230.620875

96INV_SLERARA(all)-2.0543240.156597141.265366-0.163209-1.2135490.00168

97INV_SLERARA(all)1.8349830.170483140.18838-0.1765980.9884560.00168

98INV_SLERARA(all)-2.0560520.415654141.001667-0.41902-1.2151010.001482

99INV_SLERARA(all)1.834470.43946140.081614-0.4423270.9875970.001482

1933INV_SLERARA(all)-2.680984-1.7967816.9095320.730776-0.030367-0.195814

1934INV_SLERARA(all)-2.855139-4.39043316.9242241.5235780.008109-0.233026

1935INV_SLERARA(all)-2.188243-6.53994716.6852742.361390.011461-0.211298

1936INV_SLERARA(all)-0.966118-8.00086417.0258443.069009-0.001735-0.162557

1937INV_SLERARA(all)1.147971-8.88769918.4145083.582685-0.0242-0.107563

1938INV_SLERARA(all)2.826163-9.28650621.0611823.888938-0.052841-0.053938

1939INV_SLERARA(all)4.159831-9.26781424.9535624.000436-0.082758-0.005401

1940INV_SLERARA(all)4.803-8.88722129.8357093.947136-0.1063050.037446

1941INV_SLERARA(all)4.459041-8.16383235.1949493.787249-0.1133790.050921

1942INV_SLERARA(all)3.043205-7.90195540.4562483.614875-0.1009580.063511

2076INV_SLERARA(all)-3.59601-7.99756941.2928463.7267340.078874-0.091699

2077INV_SLERARA(all)-4.868282-8.26492736.9515424.0179330.096166-0.084132

2078INV_SLERARA(all)-4.953339-9.0267632.6852694.3148060.088826-0.078967

2079INV_SLERARA(all)-3.951432-9.53216629.1716184.5447290.061008-0.050939

2080INV_SLERARA(all)-2.219159-9.77801227.030544.6630290.022603-0.016354

2081INV_SLERARA(all)-0.315399-9.75206926.5917184.653535-0.0187460.020422

2082INV_SLERARA(all)1.618169-9.45525327.8759534.51825-0.0570490.053867

2083INV_SLERARA(all)2.811552-8.90310830.6007724.277799-0.0854940.079722

2084INV_SLERARA(all)3.040094-8.1067534.2068833.982766-0.0956470.080931

2085INV_SLERARA(all)2.202991-7.84596938.0479343.714146-0.0842950.082348

2220INV_SLERARA(all)-3.048209-7.83058237.8442393.703020.07719-0.079919

2221INV_SLERARA(all)-3.960522-8.08457433.8155673.9605630.091712-0.078563

2222INV_SLERARA(all)-3.809792-8.87044729.9976464.2441770.082954-0.077199

2223INV_SLERARA(all)-2.697718-9.40642827.023274.4723110.055449-0.05122

2224INV_SLERARA(all)-0.962511-9.6813725.4497584.5947250.018075-0.017667

2225INV_SLERARA(all)1.003873-9.67970425.5647414.591778-0.0223470.018563

2226INV_SLERARA(all)2.722201-9.40117727.3658184.463297-0.0601470.052188

2227INV_SLERARA(all)3.777699-8.86077230.5583254.228586-0.0883260.078308

2228INV_SLERARA(all)3.836153-8.06923834.5735313.937495-0.0978610.079943

2229INV_SLERARA(all)2.800199-7.80115438.770743.671053-0.0850390.081564

2364INV_SLERARA(all)-2.992849-7.79446138.7231813.6637770.083099-0.080567

2365INV_SLERARA(all)-4.067988-8.06368734.4745413.9227650.096516-0.078913

2366INV_SLERARA(all)-4.062916-8.85389930.3824564.2055220.087435-0.077045

2367INV_SLERARA(all)-3.073624-9.38861527.0755234.4300160.059814-0.050601

2368INV_SLERARA(all)-1.430797-9.65678725.1142954.5459470.02278-0.016605

2369INV_SLERARA(all)0.452363-9.6428624.7881224.533825-0.0166560.021296

2370INV_SLERARA(all)2.121532-9.34664626.0992684.393936-0.0529820.054668

2371INV_SLERARA(all)3.18047-8.78367428.7679964.146518-0.07980.080439

2372INV_SLERARA(all)3.308483-7.96708732.2564213.842904-0.089040.081651

2373INV_SLERARA(all)2.412027-7.66342835.9568313.566451-0.0776170.082702

2508INV_SLERARA(all)-2.884358-7.65529235.6641493.558050.076336-0.081485

2509INV_SLERARA(all)-3.911786-7.95965531.6466673.8259310.088869-0.08064

2510INV_SLERARA(all)-3.971117-8.77413827.7401654.120050.080928-0.078917

2511INV_SLERARA(all)-3.146829-9.33007924.5012174.3559680.05642-0.052416

2512INV_SLERARA(all)-1.771846-9.61403822.42764.4819170.023859-0.018185

2513INV_SLERARA(all)-0.343885-9.60992321.7748254.477549-0.0103320.019552

2514INV_SLERARA(all)1.38599-9.31756122.5475294.342842-0.0413770.053635

2515INV_SLERARA(all)2.363881-8.75274524.5101374.098151-0.0640680.080028

2516INV_SLERARA(all)2.574552-7.92923927.2116713.7953-0.0719190.081719

2517INV_SLERARA(all)1.937638-7.60991930.1379323.5188-0.0622280.082594

2652INV_SLERARA(all)-2.147229-7.60611829.937943.514630.062583-0.081825

2653INV_SLERARA(all)-2.871813-7.92606226.7902183.7868420.072431-0.08091

2654INV_SLERARA(all)-2.790824-8.74867623.7921114.0850120.065279-0.078997

2655INV_SLERARA(all)-1.975833-9.31028221.4207554.3245090.044204-0.052314

2656INV_SLERARA(all)-0.67264-9.59777820.0977564.4536960.015943-0.01791

2657INV_SLERARA(all)0.805279-9.594520.0417154.451367-0.0142950.019719

2658INV_SLERARA(all)2.121803-9.30046121.2541154.31765-0.0422610.05411

2659INV_SLERARA(all)2.96358-8.73185523.519784.073261-0.0627940.080653

2660INV_SLERARA(all)3.082911-7.90329426.4205753.770624-0.0691070.082282

2661INV_SLERARA(all)2.401645-7.57783629.4809123.495258-0.0575230.08252

2796INV_SLERARA(all)-1.515592-7.58539929.7152783.4991750.063962-0.083084

2797INV_SLERARA(all)-2.120955-7.91653626.8743543.7782670.071941-0.082679

2798INV_SLERARA(all)-1.922766-8.75187324.2166134.084290.064016-0.080895

2799INV_SLERARA(all)-0.996204-9.32869422.2327114.3315380.042375-0.054194

2800INV_SLERARA(all)0.414732-9.63223421.3461614.4670740.013262-0.0195

2801INV_SLERARA(all)1.948243-9.64598421.7708314.469367-0.0181970.018835

2802INV_SLERARA(all)3.270265-9.36922823.4889594.337047-0.0473910.054433

2803INV_SLERARA(all)4.026353-8.81607126.2453424.088633-0.0683520.082812

2804INV_SLERARA(all)3.941292-7.996229.5606083.773048-0.0733150.087446

2805INV_SLERARA(all)2.937375-7.64601332.9128683.470166-0.0588520.09196

2950INV_SLERARA(all)-2.22489-7.58471832.1973533.385480.0798-0.067955

2951INV_SLERARA(all)-3.316447-7.93595228.0636433.598440.089025-0.059333

2952INV_SLERARA(all)-3.587917-8.72922723.8352553.8063780.083233-0.047908

2953INV_SLERARA(all)-3.095206-9.18953719.951723.9136340.064876-0.010599

2954INV_SLERARA(all)-2.064417-9.28758816.8028033.8581790.0419260.038601

2955INV_SLERARA(all)-0.758677-8.97217114.5783073.6085480.020330.093116

2956INV_SLERARA(all)1.04481-8.18574713.2740423.154150.0035260.148008

2957INV_SLERARA(all)1.97476-6.83674112.6904542.505518-0.0052210.19692

2958INV_SLERARA(all)2.476111-4.85542612.3705191.7244420.0032170.219256

2959INV_SLERARA(all)2.231667-2.60483511.2835780.9753240.0448180.188463

La risultante dei carichi verticali alla base dell’edificio esistente è pari a circa 10935 kN

1.2.5.2 Scarichi in fondazione – Configurazione post intervento Si riporta di seguito il riepilogo delle reazioni ai nodi corrispondenti alla base dei pilastri e del muro, in configurazione post intervento di allargamento, per l’inviluppo delle combinazioni di carico caratteristiche (rare). Per maggiore chiarezza, la numerazione dei nodi è riportata nella mappa seguente:

23. Mappa nodi base pilastri – Modello globale post allargamento.

Lista dei nodi: 67to74, 77to84, 86to99, 4910to4926 by2

67INV_SLERARA(all)-12.43179916.545121142.606119-1.37744-7.1766960.814212

68INV_SLERARA(all)-0.888007-6.149448525.85356.383442-0.975740.000589

69INV_SLERARA(all)0.21086-5.890257511.6319166.1042810.2268010.000589

70INV_SLERARA(all)0.061446-5.262834506.2845715.4309210.0627990.000589

71INV_SLERARA(all)0.080246-3.849325456.2668723.9160390.0834350.000589

72INV_SLERARA(all)0.106434-3.009343380.7980813.0151290.1121790.000589

73INV_SLERARA(all)0.072284-2.408907373.7169812.3706590.0746960.000589

74INV_SLERARA(all)1.109737-1.838579409.298591.758421.2148310.000589

77INV_SLERARA(all)-1.500664-2.677315639.0469352.666446-1.6496990.000589

78INV_SLERARA(all)0.138575-1.212386551.4428911.0965180.1478850.000589

79INV_SLERARA(all)-0.094718-2.01752600.3665361.956741-0.1092550.000589

80INV_SLERARA(all)-0.146898-2.193613537.9549872.143563-0.1637640.000589

81INV_SLERARA(all)-0.020902-1.478478452.2297751.376304-0.0271660.000589

82INV_SLERARA(all)-0.1445061.282862423.67332-1.582247-0.161370.000589

83INV_SLERARA(all)1.749011-0.648291499.44569-0.6598781.9155480.000589

84INV_SLERARA(all)-0.1025033.976644324.235323-4.473815-0.11780.000589

86INV_SLERARA(all)0.403117-4.856035484.9927084.9990150.4365270.000589

87INV_SLERARA(all)0.250565-5.642658344.5173455.8398520.2690810.000589

88INV_SLERARA(all)-0.659821-5.1965336.6872745.360969-0.7301870.000589

89INV_SLERARA(all)0.137743-3.882761506.776213.9533210.1471460.000589

90INV_SLERARA(all)-0.23981-3.556913487.1815093.603005-0.2691690.000589

91INV_SLERARA(all)-0.359193-2.408199386.9422722.371792-0.4002080.000589

92INV_SLERARA(all)0.303264-3.037922233.5728373.0446640.3269260.000589

93INV_SLERARA(all)-0.691249-2.603309229.5061622.57814-0.7646820.000589

94INV_SLERARA(all)0.683185-0.956497422.2543780.813930.7439380.000589

95INV_SLERARA(all)7.3895494.96086232.182232-3.3483794.4914360.812783

96INV_SLERARA(all)-1.7572-0.202909125.6995660.197883-1.2102050.003169

97INV_SLERARA(all)1.490177-0.168732123.8645580.15970.9173460.003169

98INV_SLERARA(all)-1.7592060.245363130.07053-0.295163-1.2122180.002994

99INV_SLERARA(all)1.489260.259588128.347193-0.3113160.916050.002994

4910INV_SLERARA(all)-5.522264-14.3106960.454931000

4912INV_SLERARA(all)2.070211-4.8285441.90084000

4914INV_SLERARA(all)0.489645-7.9666952.238596000

4916INV_SLERARA(all)-0.154676-8.6587382.177277000

4918INV_SLERARA(all)0.031249-8.6263842.06015000

4920INV_SLERARA(all)0.177622-8.4231972.072258000

4922INV_SLERARA(all)-0.351934-7.7889262.008026000

4924INV_SLERARA(all)-1.861535-4.6509721.7671000

4926INV_SLERARA(all)5.590977-14.0920930.435909000

La risultante dei carichi verticali alla base dell’edificio esistente è pari a circa 11322 kN. Il rapporto tra risultante ex-ante/ex-post vale: R = 11322/10935 = 1.035 à ossia +3.5%

L’incremento percentuale dei carichi globali verticali in fondazione, valutati secondo la combinazione caratteristica, è pari a circa il 3.5% (387 kN) e pertanto inferiore al 10%, soglia indicata al § 8.4.3 del D.M. 17/01/2018 superata la quale l’intervento è obbligatorio l’intervento di adeguamento della costruzione.

1.3 Giustificazione sulla classificazione intervento

In accordo con il § 8.4.1. del D.M. 17/01/2018 e alla luce dei risultati delle valutazioni eseguite esposte ai paragrafi precedenti, l’intervento di allargamento è classificabile come intervento locale in quanto:

• non altera significativamente la risposta della costruzione, sia in termini statici che in termini dinamici:

– i modi di vibrare restano immutati; –i periodi propri variano nell’ordine del 5/6% –il drift di interpiano variando al massimo del 2.6% (in ogni caso il valore assoluto del drift è dell’ordine dello 0.4% nei due assetti); –taglio di piano: in direzione X si registra una riduzione del tagliante di piano del 4% circa, mentre in direzione Y si una un incremento solo del 3.5%;

• l’incremento percentuale di carico in fondazione, valutato secondo la combinazione caratteristica, è inferiore al 10%, anzi è del 3.5% (inferiore anche al 5% statuito dal CTS della regione Toscana).

• Le condizioni di sicurezza preesistenti restano invariate, dato che le sollecitazioni negli elementi portanti variano in modo insignificante (mediante meno del 5%)

Si concludono così le valutazioni quantitative effettuate in un contesto fisico-meccanico, ossia nello spirito sia della ratio del legislatore e nel senso delle LLGG regionali assunte come riferimenti, circa gli effetti che l’allargamento dei balconi dell’edificio comporta in termini globali, dimostrandone la non rilevanza ai sensi del §8.4.1 delle NTC2018 e quindi la classificazione propriamente in termini di intervento locale.

2.CONCLUSIONI

L’ordinanza in premessa rappresenta un caso in cui una lettura del testo normativo costituito dal DM 17/1/2018 (NTC) avulsa dalla ratio meccanica porta a esacerbare i disposti ivi contenuti. Peraltro i disposti del §8.4 dello stesso decreto meritano un raccordo con le interpretazioni giurisprudenziali del concetto di sopraelevazione statuito nel codice civile. Ciò consente di trattare giuridicamente in maniera unitaria diverse categorie di interventi previsti dalle norme tecniche. Al fine di rendere oggettive i confini tra diverse categorie di interventi, visto che le NTC18 non lo demarcano in modo preciso, è stato proposto un approccio basato sui precetti della meccanica strutturale, coerente con le indicazioni di varie regioni che hanno dovuto disciplinare in modo puntuale la tematica al fine di rendere meno elastico il disposto generale e quindi restringerne le interpretazioni. In tal modo si converge verso uno spirito di semplificazione normativa, sempre supportate da una base analitica oggettiva, che consente di trattare in modo coerente con la meccanica strutturale interventi di non immediata lettura rispetto al carattere di località che le NTC declinano concettualmente al §8.4.1. Va da sé che l’adozione di tale approccio si basa sulla responsabilità professionale del progettista che, tuttavia, ha a disposizione una base oggettiva per convincersi e portare avanti le proprie scelte. 

NOTE

1 Nel sito il carico neve, visti anche i dati della stazione nivologica locale si attesta a 8 kN/mq.

2 Sotto tale profilo vanno lette le elasticità che molte emanazioni normative regionali hanno concesso al fine di non accanire le prescrizioni delle poche pagine del cap. 8 delle NTC2018 in sede di interventi sugli edifici esistenti e quindi cerare gravami eccessi sulla collettività. Si vedano ad esempio le LLGG delle regioni Marche, Toscana, Umbria, Basilicata, tutte supportate da pareri tecnico-scientifici convergenti. Financo la creazione della categoria degli “interventi privi di rilevanza” è tesa a snellire un apparato che ridotto ad una mera lettura lessicale, sottraendola alla più propria lettura meccanica-strutturale, creava dei picchi di severità ingiustificati, da un lato, rispetto alle reali necessità della collettività e dall’altro rispetto alle giuste funzioni di controllo degli enti preposti, di fatto creando congestioni burocratiche affatto utili. Il presente paragrafo ha esattamente questa finalità: evitare accanimenti normativi che non hanno giustificazione meccanica-strutturale.

3 Ossia nell’ottica che il carattere locale dell’intervento è da giustificare in termini rilevanza o meno rispetto alla modifica all’assetto statico-dinamico globale dell’edificio.

4 Ossia considerata la massa dei nuovi aggetti e quella degli esistenti.

5 Si nota come ingegneristicamente percentuali così basse nella valutazione dei carichi sono praticamente dell’ordine di incertezza sui carichi stessi, per cui già questa considerazione porterebbe all’identificazione di carattere locale dell’intervento.

6 Questi sono anche gli indirizzi delle LLGG della Regione Veneto citati prima.

7 Si mantiene qui la simbologia originaria dell’articolo, avvisando che è: ISD = IDR.

8 Il motivo per cui è preferita la scala Rossetto-Elnashai è qui evidente: non si ha facilmente la descrizione dello stato di danno competente. Si capisce che esso è poco rilevante, e soprattutto che non vi è stato salto di livello nella scala di danno a seguito dell’intervento ma il potere informativo del dato per il committente è molto più limitato.

9 Come noto, data una stima di una forma modale y la frequenza w associata si stima con: w2 = (yT*K*y)/(yT*M*y) da cui si ottiene con le note espressioni la stima del periodo T.