evoluzione degli acciai da cemento armato nuovi prodotti ... - Sismic

EVOLUZIONE DEGLI ACCIAI DA CEMENTO ARMATO
NUOVI PRODOTTI PER LE RETI
ED I TRALICCI ELETTROSALDATI
di
Alberto Franchi -
Politecnico di Milano e Università di Brescia
Chairman WG 2 - TC19/SC 1
Paolo Riva -
Paola Ronca -
Università di Brescia
Politecnico di Milano

Ringraziamenti:
Questo lavoro é stato possibile grazie alla collaborazione continua tra il Laboratorio Prove
Materiali “P. Pisa” dell’Universitá di Brescia e la società ALFA Acciai spa di Brescia.
Un particolare ringraziamento ai tecnici del Laboratorio: G. Duina, S. Curcio, A. Del Barba,
L. Martinelli, ed al responsabile Ing. Enrico Donini per la loro collaborazione altamente
professionale.
Un riconoscimento va attribuito agli studenti A. Bontempi ed S. Mingotti che hanno condotto
alcune delle prove come parte integrante della loro tesi di laurea.
Infine, si vuole riconoscere il contributo di idee, esperienze, e discussioni che il “gruppo
acciai” del Servizio Tecnico Centrale del Ministero dei Lavori Pubblici ha sempre riservato
agli autori della presente memoria.

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 1
INDICE
1. INTRODUZIONE..............................................................................................................................................2
2. LA NORMATIVA EUROPEA SUGLI ACCIAI DA CEMENTO ARMATO ENV 10080 [2] ..................3
2.1 CENNI STORICI....................................................................................................................................................3
2.2 PROSPETTIVE FUTURE .........................................................................................................................................4
3. ALCUNI ACCENNI ALLE NORME EXTRA EUROPEE CON PARTICOLARE RIFERIMENTO
ALLE ZONE SISMICHE: STATI UNITI, AUSTRALIA, GIAPPONE ED ISRAELE .................................5
3.1 ACI DETAILING MANUAL - 1994 [3]...................................................................................................................5
3.2 AUSTRALIAN STANDARD (AS 3600-1988) [4] ....................................................................................................6
3.3 LA NORMATIVA ISRAELIANA [5] .........................................................................................................................6
3.4 GLI ACCIAI GIAPPONESI [6, 7]..............................................................................................................................6
4. LA NORMATIVA NAZIONALE [1]...............................................................................................................7
5. ALCUNE PROVE SULLA NUOVA RETE AD ALTA DUTTILITÁ..........................................................7
6. CONCLUSIONI.................................................................................................................................................9
7. BIBLIOGRAFIA................................................................................................................................................9

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 2
1. INTRODUZIONE
Gli acciai da cemento armato rappresentano un prodotto del settore delle costruzioni
importante per l’Italia nel contesto europeo (Fig. 1), che ha conosciuto mutamenti profondi
negli ultimi anni sia nei processi produttivi sia nella struttura industriale nazionale.
Il settore normativo cogente italiano, il Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici ed il Servizio
Tecnico Centrale dello stesso, l’Ente normativo tecnico volontario, 12 a SC Unsider, e l’Ente
normatore europeo ECISS/TC19/SC1 stanno seguendo tale evoluzione cercando di indicare le
direzioni di sviluppo alle imprese, cercando di assicurare alle stesse un ambito di regole
chiare e durature sulla base di un indirizzo tecnico che vede la sicurezza delle costruzioni al
primo posto tra i requisiti che tale prodotto deve assicurare.
L’Universitá di Brescia si trova nella felice situazione di essere vicina come territorio ai
produttori e contemporaneamente coinvolta, tramite alcuni suoi docenti, nel lavoro che sia il
Consiglio Superiore dei Lavori Pubblici, sia la SC 12 dell’ Unsider, sia l’ECISS/TC19/SC1
conducono per normare tale prodotto.
Questa memoria ha lo scopo di presentare alcuni problemi normativi aperti, soprattutto con
riferimento all’ acciaio per costruzioni in c.a. in zone sismiche, e le tendenze sia a livello
nazionale che a livello europeo.
In particolare il prodotto “rete elettrosaldata” ottenuta da acciaio trafilato a freddo ha avuto
nel passato e continua ad avere tuttora, una regolamentazione dibattuta e controversa tra
l’Ente normatore cogente, produttori e mondo accademico.
La società ALFA acciai, spinta da tale controversa normativa, ha pensato di proporre al
normatore prima, ed ora al mercato, un prodotto completamente nuovo: una rete da rotolo
laminato a caldo.
I risultati sperimentali del Laboratorio dell’Universitá di Brescia sono stati alla base per
l’accreditamento di tale prodotto da parte del Servizio Tecnico Centrale del Ministero dei
Lavori Pubblici e vengono presentati e commentati nel paragrafo finale di questa memoria.

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 3
2. LA NORMATIVA EUROPEA SUGLI ACCIAI DA CEMENTO ARMATO ENV
10080 [2]
2.1 Cenni Storici
La norma ENV 10080 [2] e’ stata preparata dall’ SC1 “Acciaio da cemento armato non
precompresso” del Technical Committee ECISS/TC19 “Acciaio da cemento armato: qualità,
dimensioni e tolleranze” il cui segretariato viene tenuto dall’ Ente normatore tedesco DIN.
Il lavoro dell’ ECISS/TC 19/ SC 1 é cominciato nel 1988 con lo scopo di pervenire ad una
norma EN con specifiche unificate in tema di proprietà meccaniche e dimensioni di barre,
rotolo e rete elettrosaldata per cemento armato in grado di soddisfare le richieste della
progettazione delle strutture in cemento armato.
Si sono svolte 9 riunioni plenarie dell’ ECISS/TC19/SC1 con la partecipazione di 17 stati
membri e rappresentanti delle organizzazioni con cui sono stati stabiliti rapporti di mutuo
scambio come: (i) il sotto comitato CEN/TC250/SC2 - Structural Eurocodes; Eurocode 2:
Design of Concrete structures; (ii) il sotto comitato ISO/TC17/SC16 - Steels for the
reinforcement and prestressing of concrete; (iii) la European Fabric Reinforcement
Association (E.F.R.A.) che annovera stati non facenti parte della Comunità Europea.
Dopo 5 anni di riunioni e discussioni, anche se si era raggiunto un accordo su alcuni punti
fondamentali quali i livelli di resistenza, la saldabilitá, il range dei diametri etc, non é stato
possibile raggiungere un accordo completo tra la maggioranza qualificata dei paesi membri
che permettesse la pubblicazione di una genuina norma EN.
Nella riunione del maggio 1993 si é presa la decisione, confermata dall’inchiesta scritta nel
successivo mese di Novembre, di conferire al documento su cui si é coagulato l’accordo lo
status di Norma Provvisoria ENV contenente le condizioni di produzione e distribuzione
dell’acciaio B500 A e B500B.
La ragione principale che ha condotto ad una tale scelta é stata individuata nella decisione di
pubblicare l’ Eurocodice 2 come ENV (ENV 1992-1-1: Design of concrete structures - Part
1.1: General rules and rules for building) aperto a completamenti e modifiche in un numero
ragionevole di anni. La vita prevista per la ENV 10080 dovrebbe essere armonizzata con
quella della ENV 1992-1-1.
Punti principali, sui quali l’accordo non é stato ampio e qualificato, e che devono pertanto
essere ridiscussi risultano:
1. la ricerca di un accordo con gli Eurocodici 2, 4 e 8 sulla standardizzazione di 2 o più di
2 categorie di acciaio in base a diversi livelli di duttilità; l’ ECISS/TC19/SC1 é
favorevole a normare un acciaio con valori di duttilità più elevati se ciò viene

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 4
richiesto dall’ Eurocodice 8 (costruzioni in zona sismica) o per altre particolari
applicazioni (centrali nucleari, strutture marine etc.);
2. il chiarimento sulla misura di deformazione a carico massimo A gt in sostituzione delle
misure dopo rottura a cavallo della zona di rottura A 5 o A 10 ;
3. la eventuale definizione di valori minimi, in aggiunta ai valori caratteristici, per le
quantità che misurano la duttilità A gt e R m /R e ;
4. la formulazione di una prova di fatica per la rete;
5. le specifiche di una tale prova;
6. il possibile aumento al 6% delle tolleranze sulla massa per i diametri piccoli (fino a
10mm.);
7. l’eventuale estensione delle procedure di qualificazione e verifica della conformità
degli acciai con le specifiche della norma.
Nella Tabella 1 vengono riportate le caratteristiche meccaniche e geometriche richieste dalla
ENV 10080 per barre, rotolo e rete elettrosaldata.
Nella tabella 2 le caratteristiche chimiche per assicurare la saldabilitá.
2.2 Prospettive future
Nella riunione del 24 maggio 1995 in Düsseldorf del TC10/SC1 si é presa la decisione di
costituire formalmente un “working group” WG2 composto da un esponente designato da
ogni stato membro più uno-due esperti dell’Eurocodice 8.
I lavori di tale WG sono coordinati da A. Franchi e ad UNSIDER é affidata la segreteria.
La prima riunione si é tenuta a Düsseldorf il 6 dicembre 1995 e la seconda riunione a Milano
il 24 aprile 1996.
Il lavoro tecnico del WG2 dovrà confluire per le decisioni finali nell’attività del TC19/SC1.
Al fine di contribuire in maniera scientifica al lavoro del WG2, l’UNSIDER ha coordinato un
gruppo di 8 tra i produttori leader italiani allo scopo di finanziare una ricerca con
L’Universitá di Brescia per chiarire i limiti sperimentali dell’acciaio 500 nelle applicazioni in
zona sismica e pervenire contemporaneamente alla definizione delle caratteristiche di un
nuovo acciaio, se ciò si rendesse necessario.
Un primo documento sui risultati di tale ricerca, ottenuti entro la fine del 95, é già disponibile
ed é stato presentato al Convegno UNSIDER-UNIV. BS sugli acciai da c.a. tenuto a Brescia il
9 Febbraio 1996.
La responsabilità di un tale lavoro é accresciuta dall’importanza del settore acciaio da
cemento armato italiano in ambito europeo illustrata in Fig. 1 in cui viene riportata
l’evoluzione della produzione dei principali paesi europei negli ultimi cinque anni.
Per poter capire le direzioni future occorre tenere ben presente alcuni punti:

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 5
(i) la sicurezza delle costruzioni in cemento armato si traduce nella richiesta di duttilità
minima degli acciai che oggi si può stimare mediante i seguenti parametri in corso di
verifica sperimentale (A gt ) ≥ 7-8% ; (Rm/Re) ≥ 1.12 - 1.13 contro valori della ENV
10080 di A gt ≥ 5 % e (R m /R e ) ≥ 1.08; la sicurezza viene esaltata come requisito
essenziale nelle costruzioni in zona sismica ma rimane tale anche in territori meno
sfortunati;
(ii) i produttori tendono naturalmente al prodotto unico; storicamente la norma ha posto
sempre dei vincoli solo inferiori alla resistenza. I produttori sono stati sempre così
bravi da adattarsi con la tecnologia in modo da sviluppare un solo prodotto in grado
da rispettare le prescrizioni di tutte le categorie previste dalla normativa;
(iii) la progettazione delle strutture in c.a. si é resa consapevole del pericolo di imporre
solo dei limiti inferiori alla resistenza. La sezione in c.a. può essere costituita da un
acciaio più “prestazionale” di quello previsto dal progettista e dare adito ad una
rottura fragile anche se ad un livello di carico superiore al massimo previsto.
(iv) negli anni passati le normative hanno teso a richiedere agli acciai resistenze sempre
più elevate, soprattutto i paesi importatori di un tale prodotto; oggi tale tendenza si sta
invertendo, ritenendo il fattore sicurezza più importante rispetto al costo aggiuntivo
che un acciaio meno resistente comporta sull’intero settore delle costruzioni;
(v) una unica classe di resistenza, con classi diverse di duttilità per prodotto tipo barra,
rotolo, rete, e traliccio, come oggi previsto dalla 10080, sembra un elemento di
semplificazione del mercato di notevole importanza e che rimane esigenza primaria
anche nella revisione in corso della norma stessa.
3. ALCUNI ACCENNI ALLE NORME EXTRA EUROPEE CON PARTICOLARE
RIFERIMENTO ALLE ZONE SISMICHE: STATI UNITI, AUSTRALIA,
GIAPPONE ED ISRAELE
3.1 ACI Detailing Manual - 1994 [3]
3.1.1 - Le armature atte a resistere alle azioni assiali e flettenti negli elementi di telaio ed
elementi di parete devono soddisfare i requisiti richiesti dalle norme ASTM per l’ acciaio
A706M. Gli acciai tipo A615M nei gradi 300 e 400 sono ammessi se:
(a) (R e ) act ≤ (R e ) nom + 120 MPa
(tests aggiuntivi non devono superare tale valore di ulteriori 20 MPa) e
(b) (R m ) act / (R e ) act ≥ 1.25
2.1.2 - Saldature. Sono ammesse saldature delle barre longitudinali. Non sono ammesse
saldature tra barre longitudinali e barre trasversali a meno che sia assicurato un continuo
controllo competente delle operazioni di saldatura come nel caso del prodotto rete.

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 6
Nelle Tabelle 3 e 4 vengono riportate le caratteristiche meccaniche richieste dalle norme
ASTM per gli acciai tipo A615 M e A706 M.
Osservazioni:
a) numero di diametri molto limitato e presenza di diametri grandi (max 8 diametri);
b) la norma prevede per l’ acciaio A706M un limite inferiore allo snervamento (400
MPa) ed un limite superiore (540 MPa) con un range di valori piuttosto ampio (140
MPa);
c) il rapporto (R m /R e ) min ≥ 1.25 piuttosto elevato;
d) la misura di duttilità viene eseguita su una lunghezza base fissa (200 mm) e la richiesta
minima varia con il diametro della barra.
3.2 Australian Standard (AS 3600-1988) [4]
Le resistenze degli acciai Australiani vengono riportate in Tabella 5.
Il riferimento normativo sono le AS 1302 per le barre, le AS 1303 per il rotolo e le AS 1304
per le reti.
Per le costruzioni in zona sismica si richiede che l’acciaio sia saldabile con contenuto di
carbonio massimo di 0.22 % per le barre e 0.25% per il rotolo, con un valore di carbonio
equivalente inferiore a 0.39%. Tale valore risulta sensibilmente inferiore a quanto richiesto
dalla norma europea (0.52% sul prodotto).
3.3 La normativa Israeliana [5]
In Tabella 6 vengono riportati i valori delle caratteristiche meccaniche richieste.
Si osserva la similitudine con l’A706M americano con un valore superiore dello snervamento
più piccolo (520 MPa).
Caratteristica della norma Israeliana, la prova a basso numero di cicli. In Tabella 7 vengono
forniti i valori numerici di riferimento. Si tratta di effettuare tre cicli a deformazione media
imposta alla frequenza compresa tra 1 e 3 Hz. La barra non deve presentare fratture o cricche
dopo l’effettuazione della prova.
3.4 Gli acciai giapponesi [6, 7]
In Tabella 8 vengono riportate le caratteristiche meccaniche degli acciai da cemento armato
Giapponesi.
In zona sismica l’acciaio SD50 (tipo 500) non é ammesso (sono previsti il 300,350 e 400).

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 7
Non si possono usare diametri superiori a 38 mm. (D38).
Valori limite superiore della tensione di snervamento variano tra 1.25 e 1.30 R e .
Si può usare acciaio ad alta resistenza per armatura a taglio (1300 MPa, barre per
precompresso).
4. LA NORMATIVA NAZIONALE [1]
Il D.M. del 9 Gennaio 1996 disciplina le proprietà meccaniche delle barre da c.a. mediante il
prospetto 2-I per le categorie FeB 38K e FeB 44K, il filo di acciaio trafilato o laminato a
freddo per reti e tralicci mediante il prospetto 3-I, le reti e i tralicci mediante il prospetto 4-I e
la composizione chimica per la saldabilitá dell’acciaio mediante la tabella del punto 2.2.6.
Tali prescrizioni vengono riportate nelle Tabelle 9-10-11, rispettivamente.
Due osservazioni sembrano importanti:
1. nel paragrafo 2.2.3.1 “Caratteristiche meccaniche e tecnologiche” riguardanti le barre
ad aderenza migliorata, il normatore ha introdotto per la prima volta, ed in maniera
sfumata, per le costruzioni in zona sismica il concetto di limite superiore allo
snervamento (f y /f yk ) e di un limite inferiore all’incrudimento medio (f t /f y ) m , dove f y é
la tensione di snervamento della singola prova, e f yk é il valore caratteristico della
tensione di snervamento. Tale indicazione e’ in linea con quanto richiesto, come già
accennato, dalle ACI americane ed altri;
2 viene confermato per la rete il rapporto f tk /f yk ≥ 1.10, prova da effettuarsi senza
trattamento termico, dove f tk e f yk sono, rispettivamente, il valore di rottura e di
snervamento [f y (0,2 %)] caratteristico (valore che ha il 95% di probabilità che il 95%
delle prove forniscano valori superiori).
5. ALCUNE PROVE SULLA NUOVA RETE AD ALTA DUTTILITÁ
Qui di seguito vengono riportati i primi risultati di una serie di prove che il laboratorio Prove
Materiali “P. Pisa” dell’Università di Brescia sta eseguendo su incarico della società ALFA
Acciai spa di Brescia, al fine di caratterizzare le proprietà meccaniche del nuovo prodotto di
rete.
Una prima serie di prove viene riassunta nelle Tabelle 12.1 e 12.2, con riferimento alla rete
con filo φ 6÷12 sia nella tipologia denominata A.D. (alta duttilità), che nella tipologia H
(High). Tali dati sono desunti dai certificati ufficiali del Laboratorio dell’Università di
Brescia relativi alla verifica della qualità del mese di aprile 1996.

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 8
Il primo prodotto presenta, dopo trattamento termico, una tensione caratteristica di
snervamento pari a 488 MPa con un valore caratteristico del rapporto R m /R e di 1.20 ed una
A 10 media intorno al 15.5%. Valori molto interessanti che fanno presumere un ottimo
comportamento nella formazione delle cerniere plastiche delle strutture in c.a.
La tensione di snervamento non supera i 500 MPa. Pertanto, oggi tale prodotto non supera i
requisiti imposti dalla ENV 10080 e perciò il suo utilizzo può essere previsto solo sul
territorio nazionale.
Per tale motivo la società ALFA ha pensato ad una rete di tipo H. In tal caso la tensione
caratteristica di snervamento è pari a 519 MPa ma il valore caratteristico del rapporto R m /R e e
l’A 10 medio scendono a 1.16 e circa 13%, rispettivamente. Valori pertanto conformi sia alla
normativa ENV 10080 che alla norma Italiana vigente.
Il primo prodotto, tuttavia, pone prospettive di utilizzo più ampie che in qualche misura si
possono sovrapporre all’utilizzo delle barre, mentre il secondo sembra limitato ad elementi
bidimensionali.
Una seconda serie di prove é stata mirata al confronto tra vecchio e nuovo prodotto della
società ALFA, paragonando una serie di reti ottenuta dal vecchio trafilato a freddo con
tensione di snervamento superiore a 500 MPa e le nuove reti ottenute con rotolo laminato a
caldo (tipo A.D.).
Le prove hanno preso in considerazione i diametri 5,6,8,10,12 e sono state eseguite prove per
spostamento imposto fino a rottura, prove cicliche a basso numero di cicli (fatica plastica),
prove cicliche ad alto numero di cicli (fatica elastica).
Nelle Tabelle 13-15 e nelle Figure 2-6 vengono riportati i risultati delle prove monoassiali
per i diametri φ = 5,6,8,10,12 mm, sovrapponendo in ciascun diagramma le curve relative al
prodotto trafilato ed a quello laminato.
Si osserva una tensione di snervamento più bassa del prodotto laminato (materiale meno
incrudito) rispetto a quello trafilato che, a parità di tensione di rottura, fornisce un maggiore
rapporto R m /R e . La duttilità in termini di Agt risulta sempre molto superiore, dell’ordine di
2÷3 volte per il prodotto laminato rispetto a quello trafilato.
Le prove di fatica oligociclica sono state effettuate imponendo uno spostamento ciclico tale
da produrre una deformazione media assiale pari a ±3%. La lunghezza libera del provino é
stata assunta pari a 80 mm.
Nelle Figure 7-9 vengono forniti i diagrammi forza-tempo sovrapponendo i diagrammi del
prodotto trafilato con quello laminato per i diametri φ = 8,10,12 mm. Risulta abbastanza
evidente la tendenza alla diminuzione della resistenza più rapida nel prodotto trafilato rispetto
a quello laminato. Alcune prove hanno fornito un comportamento analogo tra i due prodotti
ed una tale indicazione suggerisce un supplemento di indagine e di interpretazione meccanica.

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 9
6. CONCLUSIONI
L’acciaio da cemento armato ha visto negli ultimi anni uno sviluppo tecnologico, industriale e
normativo tale da richiedere studi, prove, ricerche e dibattiti al fine di chiarire meglio sia le
direttive normative nazionali ed europee, sia la caratterizzazione meccanica e metallurgica di
tale prodotto.
Il ripensamento di norme e prodotti per costruzioni in zona sismica é stato uno dei motivi
principali che hanno messo in dubbio lo sviluppo passato e pongono nuove mete e direzioni
per lo sviluppo futuro.
La definizione di una nuova classe di acciai 500 ad alta duttilità all’interno della norma ENV
10080, ad esempio il B500C per barre, rotolo e rete, oppure l’accordo su un livello di
resistenza più basso, ad esempio 450 MPa, se i livelli di duttilità richiesti al 500 non fossero
ottenibili su base industriale con una certa facilità, sembrano le due possibilità che oggi si
fronteggiano a livello europeo e che troveranno una soluzione nel prossimo futuro.
Il prodotto rete da laminato della ditta Alfa Acciai spa, qualificati ai fini del D.M. 14.2.92, ed
in prospettiva del nuovo D.M. 9.1.96, dal Laboratorio Prove Materiali “P. Pisa”
dell’Università di Brescia, presenta caratteristiche di duttilità altamente innovative rispetto
alla tradizionale rete da trafilato, tali da farne prevedere l’utilizzo privilegiato per quelle
applicazioni strutturali in cui la formazione e lo sviluppo della “cerniera plastica” nella
struttura in cemento armato risulta una caratteristica irrinunciabile al fine di soddisfare i
livelli di sicurezza richiesti. Per quanto sopra, le strutture in zona ad alto rischio sismico
sembrano la naturale destinazione di tale prodotto.
7. BIBLIOGRAFIA
1. D.M. 9 gennaio 1996, Norme tecniche per il calcolo, l’esecuzione ed il collaudo delle
strutture in cemento armato, normale e precompresso e per le strutture metalliche.
2. ENV 10080, Steel for the reinforcement of concerete. Weldable ribbed reinforcing steel
B500. Technical delivery conditions for bars, coils and welded fabric, April 1995.
3. ACI Detailing Manual 1994, Publication SP 66 (94), American Concrete Institute,
Detroit.
4. Australian Standard, Concrete Structures, AS 3600-1988.
5. Israelian Standard, Steel for the reinforcement of concrete: ribbed bars, SI 739, November
1993.
6. Japanese Industrial Standard, Steel bars for concrete reinforcement, JIS G 3112-1975.
7. DIJ, Structural Design Guidelines for Reinforced Concrete Buildings (1994).

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 10
APPENDICE I
TABELLE

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 11
APPENDICE II
FIGURE

Evoluzione degli acciai da cemento armato... pagina 12
Tabella 12.1 - Prove su rete tipo A.D. (da prove di verifica della qualità del mese di aprile
1996 effettuate dal Laboratorio dell’Università di Brescia).
Tabella 12.2 - Prove su rete tipo H (da prove di verifica della qualità del mese di aprile 1996
effettuate dal Laboratorio dell’Università di Brescia).

LIST OF TABLES
Table 1 – Characteristics of tested specimens.
Table 2 – Failure data for first series of specimens.
Table 3 – Failure data for second series of specimens.

Table 1
Specimen Rebars Mesh type Axial L. L. Hist. Section
B16R8-1 12φ16+10φ8 none none Fig. 3a a
B16R8-2 12φ16+10φ8 none none Fig. 3a a
B14HR8-1 12φ14 Cold Drawn φ8 600kN Fig. 3b b
B14CD8-1 12φ14 Hot Rolled φ8 600kN Fig. 3b b
B14HR8-2 12φ14 Cold Drawn φ8 600kN Fig. 3c b
B14CD8-2 12φ14 Hot Rolled φ8 600kN Fig. 3c b
HR12C-1 none Cold Drawn φ12 600kN Fig. 3d c
CD12C-1 none Hot Rolled φ12 600kN Fig. 3d c
HR12C-2 none Cold Drawn φ12 600kN Fig. 3d c
CD12C-2 none Hot Rolled φ12 600kN Fig. 3d c
B14HR8S 12φ14 Cold Drawn φ8 none Fig. 3a f
B14HR8U 12φ14 Hot Rolled φ8 none Fig. 3a g
B14CD8S 12φ14 Cold Drawn φ8 none Fig. 3a f
B14CD8U 12φ14 Hot Rolled φ8 none Fig. 3a g
HR12S none Cold Drawn φ12 none Fig. 3a d
HR12U none Hot Rolled φ12 none Fig. 3a e
CD12S none Cold Drawn φ12 none Fig. 3a d
CD12U none Hot Rolled φ12 none Fig. 3a e

Table 2
V max
Specimen Ductility Drift Ratio
E tot
δ u /δ y δ u /H [kN] [J]
B16R8-1 2.5 1/45 339 35 382.8
B16R8-2 4.0 1/34 340 91 702.0
B14HR8-1 3.0 1/42 330 56 577.3
B14CD8-1 2.5 1/45 340 45 608.4
B14HR8-2 3.0 1/42 330 123 335.9
B14CD8-2 3.0 1/39 357 74 923.9
HR12C-1 3.5 1/37 +290 -525 71 436.1
CD12C-1 2.4 1/51 +370 -580 38 690.8
HR12C-2 3.0 1/43 +305 -555 99 582.2
CD12C-2 3.0 1/43 +340 -575 86 783.3
δ y = estimated yield displacement based on approximate
bi-linearization of response;
δ u = ultimate displ. corresponding to 80% of max. force;
V max = maximum shear;
E tot = total dissipated energy.
N.B.
all specimens with WW mesh showed early
confinement failure

Table 3
V max
Specimen Ductility Drift Ratio
E tot
δ u /δ y δ u /H [kN] [J]
B14HR8S 3.8 1/35 400 83 963.1
B14HR8U 4.6 1/29 405 135 763.2
B14CD8S 2.5 1/47 400 43 186.5
B14CD8U 2.5 1/46 480 82 595.1
HR12S 3.4 1/36 335 68 865.4
HR12U 3.9 1/34 420 71 923.8
CD12S 2.0 1/70 390 12 126.6
CD12U 2.6 1/49 460 36 452.4
δ y = estimated yield displacement based on approximate
bi-linearization of response;
δ u = ultimate displ. corresponding to 80% of max. force;
V max = maximum shear;
E tot = total dissipated energy.

LIST OF FIGURES
Fig. 1 –
Fig. 2 –
Fig. 3 –
Fig. 4 –
Fig. 5 –
Fig. 6 –
Characteristics and reinforcement detailing of tested specimens.
Test set-up and reaction frame.
Loading Histories.
Typical uniaxial stress-strain curves for tested steels.
Typical crack pattern on panels.
P-δ curves for specimens reinforced with ordinary rebars only.
Fig. 7 – a) and b) – base section crack pattern at 3δ 1 for panel B16R8-2; c) buckling of
longitudinal bars; d) low cycle fatigue failure of a longitudinal bar.
Fig. 8 –
P-δ curves for specimens B14HR8 and B14CD8.
Fig. 9 – a) base section crack pattern at 4δ 1 for panel B14HR8-2; b) mesh opening and weld
detachment at collapse for panel B14HR8-2; c) crack pattern at collapse for specimen
B14CD8-2; d) tensile failure of φ8 welded wire mesh for specimen B14CD8-2.
Fig. 10 – P-δ curves for specimens HR12C and CD12C.
Fig. 11 – a) crack pattern before collapse for panel HR12C-1; b) buckling of longitudinal bars for
specimen HR12C-1; c) crack pattern before collapse for specimen CD12C-1; d) tensile
failure of φ12 welded wire mesh for specimen CD12C-1.
Fig. 12 – Dissipated energy vs. Cycle amplitude for first series of tests.
Fig. 13 – P-δ curves for specimens B14HR8S, B14HR8U, B14CD8S, and B14CD8U.
Fig. 14 – a) crack pattern before collapse for panel B14HR8U; b) concrete spalling for panel
B14HR8U; c) crack pattern before collapse for specimen B14CD8S; d) tensile failure of
a φ14 rebar and φ8 welded wire mesh for specimen B14CD8S.
Fig. 15 – P-δ curves for specimens HR12S, HR12U, CD12S, and CD12U.
Fig. 16 – Base crack opening versus horizontal force curves for panels HR12U and CD12U.
Fig. 17 – Dissipated energy vs. Cycle amplitude for second series of tests.
Riva, Franchi

Fig. 1
Riva, Franchi

Components
1. Reaction Frame
2. Screw Jack
3. Supporting Beam
4. Lateral Frame
5. Lateral Guides
6. Vertical Load
Supports
7. Vertical Load Jack
8. R:C. Panel
Fig. 2
5
4
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
-5
δ/δ1
5
4
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
-5
δ/δ1
0 1 2 3 4 5
Cycle
Horizontal Displacement
Axial Force
Fh/Fh,max. cycle
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
-1
Horizontal Force
Axial Force
0 1 2 3 4 5
Cycle
a) b)
0 1 2 3 4 5
Cycle
800
600
400
200
0
-200
-400
-600
-800
Axial Force [kN]
5
4
3
2
1
0
-1
-2
-3
-4
-5
δ/δ1
Horizontal Displacement
Axial Force
0 1 2 3 4 5
Cycle
c) d)
Fig. 3
800
600
400
200
0
-200
-400
-600
-800
800
600
400
200
0
-200
-400
-600
-800
Axial Force [kN]
Axial Force [kN]
Riva, Franchi

700
600
σ [MPa]
500
400
300
200
100
0
Hot Rolled d12 Wire Mesh
Cold Drawn d12 Wire Mesh
Tempcore d16 Rebar
0 2 4 6 8 10
ε [%]
12
Fig. 4
Riva, Franchi

Fig. 5
Riva, Franchi

600
400
200
Force [kN]
0
B16R8-1 – f c = 40 MPa
Bars φ16 No Mesh
f y = 540MPa
f t = 635MPa
f t/f y = 1.18
ε u = 11.2%
600.00
400.00
200.00
Force [kN]
0.00
B16R8-2 – f c = 40 MPa
Bars φ16 No Mesh
f y = 540MPa
f t = 635MPa
f t /f y = 1.18
ε u = 11.2%
-200
-200.00
-400
-400.00
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
-600.00
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
Fig. 6
a) b)
c) d)
Fig. 7
Riva, Franchi

600
400
200
Force [kN]
0
B14HR8 –1 - f c = 40 MPa
Bars φ14 HR Mesh 8mm
f y = 540MPa f y = 435MPa
f t = 635MPa f t = 540MPa
f t/f y = 1.18 f t/f y = 1.24
ε u = 11.2% ε u = 8.5%
600
400
200
Force [kN]
0
B14CD8 –1 - f c = 40 MPa
Bars φ14 CD Mesh 8mm
f y = 540MPa f y = 540MPa
f t = 635MPa f t = 605MPa
f t /f y = 1.18 f t /f y = 1.12
ε u = 11.2% ε u = 4.1%
-200
-200
-400
-400
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
600
400
200
Force [kN]
0
B14HR8 –2 - f c = 40 MPa
Bars φ14 HR Mesh 8mm
f y = 540MPa f y = 435MPa
f t = 635MPa f t = 540MPa
f t/f y = 1.18 f t/f y = 1.24
ε u = 11.2% ε u = 8.5%
600
400
200
Force [kN]
0
B14CD8 –2 - f c = 40 MPa
Bars φ14 CD Mesh 8mm
f y = 540MPa f y = 540MPa
f t = 635MPa f t = 605MPa
f t /f y = 1.18 f t /f y = 1.12
ε u = 11.2% ε u = 4.1%
-200
-200
-400
-400
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
Fig. 8
a) b)
c) d)
Fig. 9
Riva, Franchi

600
400
200
Force [kN]
0
HR12C-1 - f c = 40 MPa
No Bars HR Mesh 12mm
f y = 442MPa
f t = 568MPa
f t /f y = 1.29
ε u = 8.3%
600
400
200
Force [kN]
0
HR12C-2 - f c = 40 MPa
No Bars HR Mesh 12mm
f y = 442MPa
f t = 568MPa
f t /f y = 1.29
ε u = 8.3%
-200
-200
-400
-400
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
600
400
200
Force [kN]
0
CD12C-1 - f c = 40 MPa
No Bars CD Mesh 12mm
f y = 552MPa
f t = 619MPa
f t /f y = 1.12
ε u = 4.0%
600
400
200
Force [kN]
0
CD12C-2 - f c = 40 MPa
No Bars CD Mesh 12mm
f y = 552MPa
f t = 619MPa
f t /f y = 1.12
ε u = 4.0%
-200
-200
-400
-400
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
Fig. 10
Riva, Franchi

a) b)
c) d)
Fig. 11
Riva, Franchi

Dissipated Energy [kJ]
60
50
40
30
20
10
0
First Series of Tests
B16R8-1 B16R8-2
B14HR8-1 B14CD8-1
B14HR8-2 B14CD8-2
HR12C-1 CD12C-1
HR12C-2 CD12C-2
0 20 40 60 80
Cycle Amplitude [±mm]
Fig. 12
Riva, Franchi

600
400
200
Force [kN]
0
B14HR8S - f c = 28 MPa
Bars φ14 HR Mesh 8mm
f y = 540MPa f y = 488MPa
f t = 635MPa f t = 570MPa
f t /f y = 1.18 f t /f y = 1.17
ε u = 11.2% ε u = 10.3%
600
400
200
Force [kN]
0
B14HR8U - f c = 28 MPa
Bars φ14 HR Mesh 8mm
f y = 540MPa f y = 488MPa
f t = 635MPa f t = 570MPa
f t /f y = 1.18 f t /f y = 1.17
ε u = 11.2% ε u = 10.3%
-200
-200
-400
-400
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
600
400
200
Force [kN]
0
B14CD8S – f c = 28 MPa
Bars φ14 CD Mesh 8mm
f y = 540MPa f y = 622MPa
f t = 635MPa f t = 642MPa
f t /f y = 1.18 f t /f y = 1.03
ε u = 11.2% ε u = 4.7%
600
400
200
Force [kN]
0
B14CD8U - f c = 28 MPa
Bars φ14 CD Mesh 8mm
f y = 540MPa f y = 622MPa
f t = 635MPa f t = 642MPa
f t /f y = 1.18 f t /f y = 1.03
ε u = 11.2% ε u = 4.7%
-200
-200
-400
-400
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
Fig. 13
a) b)
c) d)
Fig. 14
Riva, Franchi

600
400
200
Force [kN]
0
HR12S - f c = 28 MPa
No Bars HR Mesh 12mm
f y = 522MPa
f t = 603MPa
f t /f y = 1.16
ε u = 10.0%
600
400
200
Force [kN]
0
HR12U - f c = 28 MPa
No Bars HR Mesh 12mm
f y = 522MPa
f t = 603MPa
f t /f y = 1.16
ε u = 10.0%
-200
-200
-400
-400
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
600
400
200
Force [kN]
0
CD12S - f c = 28 MPa
No Bars CD Mesh 12mm
f y = 632MPa
f t = 687MPa
f t /f y = 1.09
ε u = 4.6%
600
400
200
Force [kN]
0
CD12U - f c = 28 MPa
No Bars CD Mesh 12mm
f y = 632MPa
f t = 687MPa
f t /f y = 1.09
ε u = 4.6%
-200
-200
-400
-400
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
-600
-80 -60 -40 -20 0 20 40 60 80
Displacement [mm]
Fig. 15
600
600
400
400
200
Force [kN]
0
-200
-400
-600
HR12U - f c = 28 MPa
No Bars HR Mesh 12mm
f y = 522MPa
f t = 603MPa
f t /f y = 1.16
ε u = 10.0%
-5 0 5 10 15
Base Crack Opening [mm]
200
Force [kN]
0
-200
-400
-600
CD12U - f c = 28 MPa
No Bars CD Mesh 12mm
f y = 632MPa
f t = 687MPa
f t /f y = 1.09
ε u = 4.6%
-5 0 5 10 15
Base Crack Opening [mm]
Fig. 16
Riva, Franchi

Dissipated Energy [kJ]
60
50
40
30
20
10
0
Second Series of Tests
B14HR8S B14CD8S
B14HR8U B14CD8U
HR12S
CD12S
HR12U
CD12U
0 20 40 60 80
Cycle Amplitude [±mm]
Fig. 17
Riva, Franchi