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Approccio LCA nella progettazione sostenibile di ponti e viadotti con barre in GFRP

L’utilizzo di barre GFRP è più sostenibile della tradizionale armatura in acciaio?

Approccio LCA progettazione sostenibile

Le barre in fibra di vetro rinforzata polimerica (Glass Fiber Reinforced Polymers, GFRP) sono una scelta promettente per migliorare la sostenibilità delle infrastrutture. L’analisi del ciclo di vita (Life Cycle Assessment, LCA) può essere uno strumento utile per valutare e confrontare l’impatto ambientale di diverse opzioni di materiali da costruzione.

 

Fasi LCA
1. Fasi considerate nell’analisi LCA

Il calcestruzzo armato con barre in GFRP

Una barra in GFRP è costituita da fibre continue di vetro, che hanno il compito di trasferire le sollecitazioni derivanti dai carichi esterni, legate da una matrice di resina polimerica, di natura termo-plastica o termo-indurente [1]. Hanno principalmente un comportamento anisotropo e vengono prodotte generalmente per pultrusione. Di seguito si riporta una schematizzazione di una barra in GFRP con rivestimento in sabbia.

Il comportamento a trazione delle barre di GFRP è caratterizzato da una relazione sforzo-deformazione che è lineare ed elastica fino alla rottura. Se paragonate alle barre di acciaio, le barre di GFRP offrono una maggiore resistenza alla trazione (2÷3 volte maggiore rispetto l’acciaio) ma una minore deformazione a rottura (assenza di snervamento), peso ridotto (1/4 rispetto l’acciaio) e un modulo di elasticità a trazione inferiore [1]. Per questo motivo i campi di rottura delle sezioni armate con GFRP sono minori rispetto a quelli delle sezioni armate con barre d’acciaio.

Barre GFRP
2. Barre in GFRP con rivestimento in sabbia [2]
La resistenza a trazione di una barra di GFRP varia con il suo diametro (per l’effetto shear-lag le fibre interne sono maggiormente sollecitate di quelle disposte vicino al perimetro della barra), mentre il modulo longitudinale non varia in modo apprezzabile. Il comportamento a compressione è complicato da valutare mediante test di laboratorio a causa dell’insorgere di micro-buckling delle fibre dovuto alla natura anisotropa e non omogenea del materiale.

In aggiunta sono caratterizzate da trasparenza ai campi magnetici e alle frequenze radar, nonché l’assenza di conduzione elettrica e termica. Tra le caratteristiche distintive delle barre in GFRP, si evidenzia la loro maggiore durabilità [3] che si traduce in una vita utile più prolungata dell’infrastruttura costruita. Questo rappresenta il principale vantaggio di questa tecnologia di rinforzo alternativa impiegata nelle strutture in calcestruzzo.

Approssimazione sforzi
3. L’approssimazione di sforzi-deformazione dell’acciaio e del GFRP (UNI EN 1992-1-1)

Un caso studio

Questo articolo presenta i risultati dell’analisi LCA effettuata sul rinforzo flessionale di una trave da ponte analizzata in due configurazioni: la prima costituita da una sezione resistente in calcestruzzo armato ordinario e la seconda armata con barre di armatura composite in GFRP.

Le caratteristiche geometriche e meccaniche sono:

  • Sezione: beff = 2,70 m, d= 1,80 m, bw= 0,22 m, hf= 0,18 m;
  • Calcestruzzo: fc’ = 28 MPa (ACI 318-19), fcd = 22,7 MPa (Eurocodice 2 – UNI EN 1992-1-1);
  • Acciaio: fy = 420 MPa (ACI 318-19), fyd = 391.3 MPa (Eurocodice 2 – UNI EN 1992-1-1);
  • GFRP: ffd = 753,4 MPa, Ef = 60 GPa (ASTM D8505/D8505M-23),
  • ffd = 384 MPa, Ef = 46 GPa (CNR DT203-2006).

Viene effettuato il progetto semplificato a flessione calcolando il quantitativo di armatura tesa in acciaio e GFRP per la trave di bordo maggiormente sollecitata, partendo dalle dimensioni e dai carichi da Normativa di un viadotto esistente con impalcato a graticcio [4].

Schematizzazione della geometria
4. La schematizzazione della geometria di calcolo della sezione armata con barre in GFRP e acciaio

Di seguito si riportano i valori di momento flettente di progetto [5 e 6] e i singoli contributi di peso proprio (G1), permanenti portati (G2), vento trasversale (Wy) e modello di carico n° 1 (LM1):

  • MG1 = 2.761,7 kNm; MG2 = 1.759,9 kNm; MW.Y,Env = 120,7 kNm; MLM1,Ch,Env = 3.767,8 kNm;
  • MEd,AD,Env = γ G1 · MG1 + γ G2 · MG2+ γ w · ψ w · MW.Y,Env + γLM1 · MLM1,Ch,Env = 10.847,2 kNm;
  • dove: γ G1 = γ G2 = 1,25; γ w · ψ w = 0,9; γLM1 = 1,35.

La metodologia di calcolo

Le ipotesi di calcolo
Sezioni in calcestruzzo armato ordinario

Si adottano le seguenti ipotesi di calcolo:

  • le deformazioni nel calcestruzzo e nell’acciaio sono proporzionali alla distanza dall’asse neutro in quanto si assume che le sezioni rimangono piane prima e dopo l’applicazione dei carichi esterni;
  • perfetta aderenza tra acciaio e calcestruzzo, il che comporta che, a parità di distanza dall’asse neutro, il calcestruzzo e l’acciaio abbiano la stessa deformazione;
  • il comportamento del calcestruzzo in compressione per le analisi allo Stato Limite Ultimo (SLU) è approssimato analiticamente con una distribuzione delle sollecitazioni rettangolare equivalente.
Sezioni in calcestruzzo armato con barre GFRP

L’uso di armature compresse insieme all’armatura in zona tesa non è consentito nell’analisi per aumentare la resistenza a flessione.

Modello FE
5. Il modello FE del caso studio
Il progetto di una sezione in calcestruzzo armato ordinario
ACI 318R-19

In accordo al §22.2.2 delle ACI 318R-19 [7], il calcolo della resistenza a flessione Mn per la sezione in calcestruzzo armato ordinario viene condotto assumendo:

  • il diagramma delle tensioni semplificato di tipo stress-block [8] che non rappresenta l’effettiva distribuzione delle sollecitazioni nella zona di compressione alla resistenza nominale, ma fornisce essenzialmente la stessa resistenza nominale combinata di flessione e compressione assiale ottenuta nelle prove.
  • ai fini delle applicazioni pratiche, si assume una tensione media fcu=0,85·fc’ e l’asse neutro situato a una distanza a dalla fibra di massima deformazione a compressione, come calcolato da a=β1·c e la distanza dalla fibra di massima compressione all’asse neutro c deve essere misurata perpendicolarmente all’asse neutro. I valori di β1 sono stati determinati sperimentalmente su travi costruite con resistenze del calcestruzzo superiori a 55 MPa [9], [10]. Il fattore β1 dello stress-block rettangolare è fondamentalmente legato alle sezioni rettangolari. La deformazione massima a compressione del calcestruzzo per schiacciamento è assunta εcu=0,003;
  • la deformazione massima a compressione del calcestruzzo per schiacciamento è assunta Pcu = 0,003;
  • la resistenza a trazione del calcestruzzo è considerata trascurabile;
  • la resistenza nominale a flessione Mn deve essere calcolata utilizzando l’equilibrio statico alla traslazione e alla rotazione della sezione e successivamente corretta del fattore di riduzione della resistenza Φ, funzione della sollecitazione applicata e della tipologia di elemento strutturale, per ottenere il momento di progetto M = Φ · Mn.

Due modalità di collasso sono identificate per il calcolo del momento resistente di una sezione in calcestruzzo armato:

  • cedimento per trazione dell’acciaio;
  • schiacciamento del calcestruzzo della fibra compressa più esterna.

Approssimazione diagramma sforzi-deformazione
6. L’approssimazione del diagramma sforzi-deformazione nelle sezioni di calcestruzzo con armatura in acciaio (ACI 318-19) [8]
In fase di progetto si definisce la modalità di collasso desiderata controllando che lo stato deformativo dell’armatura tesa, fattore determinante per la valutazione della duttilità della sezione rinforzata, soddisfi determinate limitazioni di deformazione secondo il §21.2. delle ACI 318R-19 [7]. La percentuale geometrica dell’armatura tesa ρs determina l’entità delle deformazioni [11] e, di conseguenza, il tipo di rottura (duttile o fragile).

  • rottura bilanciata: l’acciaio risulta essere plasticizzato in condizione di incipiente collasso mentre simultaneamente avviene la rottura per schiacciamento del calcestruzzo e si manifesta quando la percentuale geometrica di armatura coincide con Ps = Psb;

  • compressione controllata: la rottura avviene lato calcestruzzo mentre l’acciaio è in campo elastico, e si manifesta quando la percentuale geometrica di armatura coincide con Ps > Psb;

  • controllo di trazione: si manifesta quando la percentuale geometrica di armatura risulta Ps<Psb e l’acciaio è plasticizzato in condizione di incipiente collasso;

formula-3-mas_

In fase di calcolo della resistenza della sezione, in tutti i casi si assume che il calcestruzzo raggiunga la rottura per schiacciamento [11].

Approssimazione di sforzi-deformazione
7. L’approssimazione di sforzi-deformazione del calcestruzzo (UNI EN 1992-1-1) [12]
Eurocodice 2 – UNI EN 1992-1-1

Le ipotesi di calcolo sono le stesse riportate precedentemente e in aggiunta la resistenza di progetto dei materiali viene calcolata facendo riferimento al metodo semiprobabilistico agli Stati Limite [12] e la resistenza flessionale viene calcolata tramite il metodo dei coefficienti di riempimento.

Il progetto di una sezione in calcestruzzo armato ordinario con GFRP

L’uso di armature in zona compressa non è consentito per aumentare la resistenza a flessione.

ACI 440.11-22

Come specificato nelle ACI 440.11-22 [13 e 14], le barre in GFRP devono essere conformi alla Norma ASTM D7957/ D7957M-22 [15] che fa riferimento ad un modulo elastico di trazione che deve essere maggiore di 44.815 GPa. Tuttavia, alcune disposizioni dell’ACI CODE 440.11-22 possono basarsi su ipotesi conservative non convalidate da programmi sperimentali.

Queste disposizioni rendono difficile la progettazione di elementi in calcestruzzo rinforzato con barre GFRP e conducono ad un sovradimensionamento delle armature [16]. Ad esempio, nella progettazione di colonne armate con GFRP, il codice ACI 440.11-22 specifica di trascurare il rinforzo in GFRP in compressione, il che comporta sezioni trasversali più grandi rispetto al calcestruzzo armato con barre in acciaio [17].

Tuttavia, a seguito di sviluppi nella produzione industriale delle barre in GFRP, gli standard ASTM D8505/D8505M-23 [18] prevedono barre di nuova generazione con elevato modulo di elasticità di 60.000 Gpa, che impattano positivamente nella fase di progettazione.

In funzione della percentuale geometrica di armatura tesa f, è possibile prevedere le modalità di rottura e capacità di flessione [1]:

  • rottura bilanciata: si verifica quando avviene contemporaneamente la rottura del calcestruzzo per compressione e la rottura dell’armatura in GFRP per trazione e si ha ρf=ρfb. Imponendo l’equilibrio alla traslazione, in condizione di incipiente collasso allo SLU è possibile derivare f,b la percentuale geometrica di armatura bilanciata (per una sezione rettangolare):

formula-4-mas_

dove:

Af = area di armatura in GFRP;

b = larghezza compressa di calcestruzzo;

d = distanza tra la fibra di calcestruzzo compresso più esterna e il baricentro dell’armatura in GFRP;

f’c = resistenza alla compressione del calcestruzzo;

Ef = modulo elastico a trazione delle barre in GFRP.

  • Controllo di compressione: Imponendo che la percentuale geometrica di armatura sia f>fb, si definiscono sezioni “sovra-rinforzate”. Esse vengono progettate per avere un collasso di tipo duttile in quanto lo schiacciamento del calcestruzzo precede la rottura per trazione delle barre di armatura in GFRP dando luogo a grandi inflessioni ed estesi quadri fessurativi nell’elemento strutturale in cui sono collocate.
  • Controllo di trazione: Nelle sezioni “sotto-rinforzate” la rottura dell’armatura in GFRP precede quella per compressione del calcestruzzo la cui deformazione in condizione di incipiente collasso non raggiunge il suo valore ultimo cu. Questo si verifica quando la percentuale geometrica di armatura è f<fb e determina un comportamento fragile della sezione. Questo per garantire che l’acciaio si snervi prima della rottura per compressione del calcestruzzo, fornendo una duttilità sufficiente alla sezione anche per le zone sismiche [19].

Le ipotesi di calcolo sono le stesse riportate al §3.1.1 e in aggiunta si considera che l’armatura in GFRP abbia un comportamento elastico fino a rottura e le proprietà di calcolo εfd e ffd sono definite come segue:

formula-5-mas_

dove:

CE = fattore di riduzione ambientale;

εfu e ffu = deformazione a rottura e resistenza alla trazione per la certificazione del prodotto come riportata dai produttori.

Indicatori in analisi LCA
8. Indicatori utilizzati nell’analisi LCA
Istruzioni CNR DT203-2006 e fib Bulletin 40

A differenza della Normativa americana, nelle CNR DT203-2006 [20] la resistenza di progetto delle barre in GFRP viene è calcolata con riferimento al metodo semiprobabilistico agli Stati Limite:

formula-6-mas_

dove:

Xd = generica proprietà di resistenza ffd o di deformazione fd di un materiale;

Xk = valore caratteristico della proprietà in questione;

ηa = fattore di conversione ambientale;

ηl = fattore di conversione relativo ad effetti di lunga durata;

γm = coefficiente parziale del materiale (pari a 1,5 allo SLU).

Anche a livello europeo [20 e 21], i campi di rottura sono gli stessi definiti dalle Normative americane.

Secondo il § 11.1 NTC18 [5] è stabilito che tutti i materiali e prodotti utilizzati per scopi strutturali debbano essere identificabili, possedere una specifica qualificazione per l’uso previsto ed essere sottoposti a verifica durante la fase di accettazione da parte del Direttore dei Lavori.

Per quanto riguarda l’identificazione e la qualificazione dei materiali inclusi nella categoria (C), è possibile ottenere la Marcatura CE sulla base di una relativa “Valutazione Tecnica Europea” (ETA).

Come valutare la sostenibilità con Open LCA

Per valutare e comparare l’impatto ambientale dei due materiali nel rinforzo di elementi strutturali, è stato utilizzato il software open source “OpenLCA”, il quale ha permesso di effettuare un’analisi d’impatto ambientale della produzione di fibre di vetro e delle barre d’acciaio per il rinforzo strutturale.

Come metodologia di valutazione di impatto ambientale è stata utilizzata ReCiPe Midpoint, un procedimento di Life Cycle Impact Assessment (LCIA) che traduce le emissioni e le estrazioni di risorse in un numero limitato di punteggi di impatto ambientale attraverso dei cosiddetti fattori di caratterizzazione.

Questo metodo calcola 18 indicatori midpoint, che si concentrano su singoli problemi ambientali come il cambiamento climatico o l’acidificazione. Gli indicatori midpoint sono convertiti in indicatori endpoint, che mostrano l’impatto ambientale su tre livelli di aggregazione più alti: l’effetto sulla salute umana, la biodiversità e la scarsità delle risorse. La conversione da midpoint a endpoint semplifica l’interpretazione dei risultati LCIA, ma con ogni passaggio di aggregazione, l’incertezza nei risultati aumenta [22].

Si riporta, al seguito, l’elenco degli indicatori utilizzati per l’analisi del ciclo di vita con le rispettive unità di misura.

Confronto sezione armata
9. Confronto Aprov-MRd della sezione armata con barre in acciaio e GFRP

I risultati

Il comportamento delle sezioni a “T” in calcestruzzo armato è funzione della posizione dell’asse neutro quindi dell’altezza della zona compressa xu rispetto allo spessore della flangia, infatti si distinguono le due condizioni: xu≤hf sezione rettangolare e per xu>hf sezione flangiata.

Vengono riportati i risultati in termini di area di armatura tesa calcolata con riferimento alle Normative in vigore a livello europeo e americano; queste derivate assumendo caratteristiche simili dei calcestruzzi adottati per ottenere un momento resistente di progetto simile.

Nella tabella precedente si può notare che, a parità di capacità flessionale, le sezioni in calcestruzzo armato armate con barre in GFRP richiedono un’area di rinforzo maggiore rispetto alle sezioni armate con barre d’acciaio. Ciò è dovuto al fatto che i fattori di sicurezza del codice ACI 440.11-22 e CNR DT203-2006 sono più cautelativi rispetto a ACI 318-19 e UNI EN 1992-1-1. La quantità di armatura GFRP sarebbe ancora maggiore quando si esegue la progettazione completa, compresi lo stato limite di esercizio e i dettagli costruttivi [16].

L’analisi di impatto ambientale è stata svolta per 1 kg di barre in GFRP e 1 kg di acciaio per rinforzo strutturale.

Si riporta un grafico riassuntivo dell’analisi, il quale mostra i risultati relativi degli indicatori delle rispettive varianti di progetto. Per ogni indicatore, il risultato massimo è pari al 100% e i risultati delle altre varianti sono presentati in relazione a quest’ultimo.

In termini di CO2 equivalente (climate change), la produzione di entrambi i materiali sembrerebbe portare a risultati simili. Tuttavia, un’analisi multifattore come quella che è stata svolta permette di evidenziare i benefici che potrebbe portare la progressiva sostituzione delle barre in acciaio con quelle in fibra di vetro per il rinforzo del calcestruzzo.

In particolare, la produzione di fibre di vetro [23] porta sì ad un maggior utilizzo di acqua (water depletion) ma anche ad un minore inquinamento dell’acqua (freshwater ecotoxicity, freshwater eutrophication, marine exotoxicity).

Risultati impatto ambientale
10. I risultati relativi dell’analisi d’impatto ambientale – GFRP e acciaio strutturale

Conclusioni

Nel presente articolo è stato valutato l’impatto ambientale di un elemento strutturale in calcestruzzo armato con barre in GFRP (calcolato con ACI 440.11-22, LRFD 2018 e CNR DT203-2006) rispetto a un equivalente armato con barre tradizionali in acciaio (invece calcolato secondo ACI 318R-19 e UNI EN 1992-1-1).

Le barre GFRP sono le soluzioni più pratiche ed economiche per realizzare strutture durevoli e sostenibili in ambienti alcalini aggressivi. Sono l’alternativa perfetta alle barre di acciaio. Non sono in alcun modo suscettibili ai fenomeni di corrosione e consentono di realizzare infrastrutture con una vita utile estesa a oltre 100 anni con un incredibile risparmio sui costi di manutenzione.

Per quanto il ciclo produttivo delle barre GFRP possa ancora essere ottimizzato in termini di impatto ambientale, risulta comunque notevole la minore influenza che ha sull’inquinamento delle acque e sulla salute umana rispetto alla produzione di barre in acciaio. Ancora, il loro impiego porterebbe all’eliminazione di tutti gli interventi di ripristino dovuti al progressivo degrado delle barre di armatura in ambienti corrosivi, a loro volta impattanti. Risultano, quindi, un’alternativa sostenibile alle classiche barre in acciaio, mantenendo gli standard prestazionali richiesti agli elementi di rinforzo del calcestruzzo.

 

Bibliografia

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[10]       Kaar P. H.; Hanson N. W.; and Capell H. T., “Stress-Strain Characteristics of High-Strength Concrete,” ACI Symposium Publication, vol. 55, pp. 161–185, 1978.

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[13]       ACI Committee 440, “Building Code Requirements for Structural Concrete Reinforced with Glass Fiber-Reinforced Polymer (GFRP) Bars – Code and Commentary (ACI CODE-440.11-22).” American Concrete Institute, Farmington Hills, MI, 2023.

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[16]       Hussain Z. and Nanni A., “Design and Detailing of Glass Fiber-Reinforced Polymer-Reinforced Concrete Beams According to ACI CODE-440.11-22,” ACI Struct J, vol. 120, no. 4, doi: 10.14359/51738744.

[17]       Z. Hussain and A. Nanni, “Design of Glass Fiber-Reinforced Polymer-Reinforced Concrete Columns per ACI CODE-440.11-22,” Structural Journal, vol. 120, no. 5, pp. 93–107, Sep. 2023, doi: 10.14359/51738838.

[18]       ASTM D8505/D8505M – 23, Standard Specification for  Basalt and Glass Fiber Reinforced Polymer (FRP) Bars for  Concrete Reinforcement. ASTM International, West Conshohocken, PA, 2023.

[19]       C. E. Orozco, “Strain limits vs. reinforcement ratio limits – A collection of new and old formulas for the design of reinforced concrete sections,” Case Studies in Structural Engineering, vol. 4, pp. 1–13, Dec. 2015, doi: 10.1016/J.CSSE.2015.05.001.

[20]       CNR-DT 203/2006, Istruzioni per la Progettazione, l’Esecuzione ed il Controllo di Strutture di Calcestruzzo Armato con Barre di Materiale Composito Fibrorinforzato. Roma, 2006.

[21]       C. J. Burgoyne et al., fib Bulletin 40. FRP reinforcement in RC structures. in fib Bulletins. fib. The International Federation for Structural Concrete, 2007. doi: 10.35789/fib.BULL.0040.

[22]       W. and S. Dutch National Institute for Public Health and the Environment Ministry of Health, “LCIA: the ReCiPe model,” https://www.rivm.nl/en/life-cycle-assessment-lca/recipe.

[23]       G. Y. Işildar, S. Morsali, and Z. H. Zar Gari, “A comparison LCA of the common steel rebars and FRP,” Journal of Building Pathology and Rehabilitation, vol. 5, no. 1, pp. 1–8, Dec. 2020, doi: 10.1007/S41024-020-0074-4/FIGURES/3.

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