studiul articulatiilor plastice
TRANSCRIPT
ANEXA 1UNIVERSITATEA POLITEHNICA Ioan Curea 1, 300224 Timi oara, ROMNIA DIN TIMIOARA Tel. /Fax. ++40.256.403932 FACULTATEA DE CONSTRUC II DEPARTAMENTUL DE CONSTRUC METALICE I II MECANICA CONSTRUC IILOR
LUCRARE - RAPORTDefinirea programului experimental pentru sisteme de contravantuiri excentrice cu link detasabilsi noduri grinda-stalp cu dog-bone, in solutie compusa otel-beton
?
Coordonator: Prof. Dr. Ing. Dubina Dan Doctorand: Ing. Danku Gelu
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Titlul tezei este formulat dup cum urmeaz: Studiul formrii articulaiilor plastice n elemente structurale cu seciune mixt oel-beton solicitate la ncovoiere i/sau tiere n regim ciclic. Cuprins:1.Introducere 1.1.Scurt rezumat 1.2.Generalitati 1.3.Nivelul actual de cunoastere in acest domeniu state of art 1.4.Scopul lucrarii de fata 2. Modele de calcul i prevederi normative 2.1.Calculul sectiunilor mixte conform EC4 2.2.Verificarea si dimensionarea elementelor disipative de tip link 3. Simulari numerice pe cadre de tip EBF 4. Rezultate obtinute si concluzii 5. Definirea unui program experimental 5.1.Analize efectuate 5.2.Configuratia specimenelor 6. Bibliografie
-2-
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Cap.I. IntroducereI.1. Rezumat In cazul imbinarilor grinda-stalp, a grinzilor si a barelor disipative in sistemele in cadre cu contravantuiri excentrice se considera ca solutia practica prin care se asigura o comportare ductila controlabila prin metode de calcul curente este de a nu se dispune conectori intre elementele de otel si placa de beton armat. Acest subiect este unul de actualitate, iar in cadrul Universitatii Politehnica Timisoara, laboratorul CEMSIG, este in curs de derulare o tema de cercetare care studiaza acest fenomen. In aceasta directie sunt planificate teste experimentale care sa demonstreze comportamentul elementelor metalice, care considerate in mod ideal lucreaza independent fata de elementele adiacente din beton. Se va incerca calibrarea testelor experimentale pe baza simularilor numerice cu element finit iar rezultatele obtinute vor fi folosite ulterior in cadrul unor analize structurale globale elasto-plastice de tip time-history cu accelerograme. Aceste analize se vor face pe baza unui studiu parametric care vizeaza siguranta folosirii unui astfel de procedeu (deconectarea elementelor compuse in zona cu cerinte de ductilitate) in regiuni seismice cum este si teritoriul Romaniei. Prezenta in elementele si/sau zonele disipative a doua materiale, dintre care unul este eterogen cu comportare diferita la intindere si compresiune (cazul betonului), iar celalalt omogen cu comportare asemanatoare la intindere si compresiune (otelul), conduce la o evaluare prin calcul dificila a comportarii acestor zone la incovoieri ciclice. In zonele disipative este esential sa se permita dezvoltarea articulatiilor plastice, cu rotiri mari si ductilitate inalta. In studiul de fata s-a tratat dimensionarea si analiza unei structuri P+5 in cadre metalice duale MRF+ECBF cu link scurt, pentru o calibrare corecta a unui model experimental. Analiza considera un cadru ECBF, considerat cel mai solicitat din intreaga structura. Se va prezenta de asemenea metoda de dimensionare si verificare conform normelor EC3 si P100/12006 precum si rezultatele analizei structurale (de tip Time-History) pentru 3 accelerograme diferite, respectiv a analizei de tip push-over. Rezultatele sunt comentate in termeni de performante structurale, conform P100 si a documentului american FEMA 356, referitor la degradarile structurale post-seism.
-3-
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
I.2. Generalitati proiectarea structurilor la actiunea seismica Proiectarea la starile limita ultime a cladirilor amplasate in zone seismice comporta doua concepte diferite de abordare: - prin structuri ductile; - prin structuri izolate de actiunea seismica. Primul concept conduce la proiectarea structurilor disipative, care sunt capabile sa reziste la seisme in domeniul plastic. Structurile disipative sunt concepute permitand plastificarea anumitor zone, numite zone disipative. Acestea trebuie sa disipeze energia cinetica indusa de cutremur prin intermediul unui comportament histeretic in domeniul plastic. Formarea unor mecanisme de disipare depinde de configuratia structurala. In plus, partile concepute ca nedisipative trebuiesc sa fie dimensionate de o asemenea maniera incat sa reziste efectiv in domeniul elastic; de aceea ele sunt in general supradimensionate in raport cu eforturile maxime care pot fi transmise de partile disipative. Principalele tipuri de cadre disipative pot fi clasificate n funcie de tipul i natura zonelor disipative. Se pot meniona aici trei categorii: 0- cadrele contravntuite centric, ca n Figura 1 a), b), d); 0- cadrele contravntuite excentric, exemplu Figura 1 c); 0- cadrele necontravntuite, ca n Figura 1 e).
a)
b)
c)
d)
e )
Fig.1. Configuraii uzuale de cadre contravntuite (a-d) i necontravntuite (e).
Zonele disipative ale structurilor contravntuite centric - Figura 1 a), b), d) sunt n diagonalele ntinse, diagonalele comprimate fiind supuse fenomenului de flambaj.Structurile n cadre cu contravntuiri excentrice constituie o alternativ interesant la sistemul structural cu contravntuiri centrice. Ele sunt caracterizate printr-un efect de rigidizare provenit din elementele de contravntuire excentric. Prin acest sistem, fiecare grind este divizat n dou sau mai multe pri, care lucreaz n mod diferit n cazul aciunii seismice. Partea cea mai scurt, denumit i link sau element de legtur, reprezint elementul disipativ al grinzii. n funcie de lungimea acestui element, energia seismic este disipat prin cicluri elasto-plastice de
-4-
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
forfecare (pentru link scurt), de ncovoiere (pentru link lung) sau de forfecare i ncovoiere (pentru link de lungime intermediar). Cadrele necontravntuite sunt folosite pe scar larg pentru structurile n cadre cu nlime redus sau medie. Ele sunt capabile s ofere o capacitate suficient de disipare a energiei, datorit numrului mare de zone disipative. n acest mod sunt satisfcute cerinele necesare pentru a preveni cedarea, chiar i n cazul seismelor severe. n schimb, devine din ce n ce mai dificil s se compatibilizeze cerinele ntlnite n cazul strilor limit ultime cu cele prevzute n cazul strilor limit de serviciu (exprimate n general prin limitarea deformaiilor laterale), odat cu creterea nlimii structurii. Aceasta se datoreaz n primul rnd reducerii rigiditii laterale cu nlimea, chiar dac numrul zonelor disipative se mrete n ansamblu. Zonele disipative ale cadrelor necontravntuite sunt caracterizate prin formarea articulaiilor plastice, localizate la extremitile elementelor de cadru, de preferin n grinzi, iar numai n cazurile limit i n stlpi. Comportarea cadrelor metalice necontravantuite, cu structura mixta otel-beton la seismele recente a fost nesatisfacatoare, din mai multe cauze, unul din ele fiind si acela al proiectarii prin care se considera sectiunea de otel singura la evaluarea sectiunii. In cazul structurilor compuse apare insa problema de a controla formarea articulatiilor plastice, impunandu-se ca acestea sa se formeze in prima faza in grinda compusa. Exista diferente majore de comportament intre elementele disipative ale structurilor metalice si cele ale structurilor compuse in principal datorita integrarii betonului in comportamentul general. In plus, trebuie sa se tina cont de faptul ca proiectarea antiseismica a structurilor nu trebuie sa se faca tinand cont numai de rezistenta elementelor structurale, ci mai degraba tinand cont de comportamentul structurii per ansamblu. Comportamentul unei structuri sub actiunea seismica depinde de urmatorii parametri: 0- redundanta permite crearea unor rezerve de rezistenta 0- ductilitate ce rezulta dintr-un comportament histeretic in domeniul plastic 0- disipare de energii datorita formarii articulatiilor plastice 0- calitatea si controlul executiei
-5-
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
I.3. Nivelul actual de cunoastere al acestui domeniu Utilizarea grinzilor compuse otel-beton in cadrul structurilor se justifica prin eficienta acestora, atat in ceea ce priveste capacitatea portanta, cat si economia de materiale. In cazul in care o structura cu elemente compuse se cere a fi proiectata intr-o zona seismica, apar anumite cerinte de ductilitate, iar structura per ansamblu trebuie sa atinga anumite performante. Inca de la inceputul anilor 90, s-a dorit gasirea unor solutii constructive (si nu numai) prin care si in cazul grinzilor compuse sa se respecte principiul grinda slaba stalp tare, prin care se asigura controlul avariilor structurale in cazul unui cutremur. In prezent exista unele prescriptii de proiectare referitoare la favorizarea formarii articulatiilor plastice in zonele concepute ca fiind disipative, fie prin folosirea de materiale performante, fie prin proiectarea imbinarilor astfel incat sa nu se produca cedarea prematura a acestora. In mai multe institutii de cercetare din intreaga lume s-au dezvoltat programe experimentale in acest sens:Fig.2. Grinda compusa
Fig.3. Nod grinda-stalp (grinda compusa) testat la Instituto Superior Tecnico, Lisabona
-6-
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Fig.4. Structura cu grinzi compuse (MRF), incercata la ISPRA, Italia
Fig.5. Incercari pe noduri grinda compusa stalp efectuate la INSA Rennes, Franta
-7-
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
In ceea ce priveste elementele cu sectiune compusa, se presupune ca favorizarea formarii articulatiilor plastice se permite doar prin intreruperea dispunerii conectorilor in zonele unde se doreste disiparea energiei seismice. Prin urmare, in cazul cadrelor de tip ECBF proiectarea se face astfel incat comportamentul disipativ sa se manifeste prin plastifierea la forfecare a link-ului. Toate celelalte elemente ale acestor cadre vor ramane in domeniul elastic, iar cedarea imbinarilor trebuie evitata. Cu toate acestea deconectarea placii in zonele unde se vor produce rotiri locale nu este pe deplin investigata iar efectul conectarii in zonele adiacente poate produce anomalii in comportamentul uzual al link-ului metalic simplu. Problema care se pun este aceea a evaluarii comportamentului linkurilor care lucreaza la forfecare si/sau incovoiere in componenta unor grinzi compuse, in cazul in care eventual sunt prezenti si conectori in zonele disipative.
Anumite studii prevad deconectarea placii de beton de grinda metalica prin creearea unor rosturi in beton pentru a asigura functionarea independenta a celor doua materiale. Acest lucru presupune o detaliere mai dificila a placii ca cea din fig.6:
Fig.6. Solutie constructiva propusa de prof.dr.ing.Serban Dima, UTCB
In momentul de fata exista programe de calcul tot mai performante care pot modela (prin intermediul elementelor finite) astfel de structuri, elemente particulare ale acestora (imbinari, reazeme speciale) precum si caracterul compus al sectiunilor. In ceea ce priveste nodurile grinda-stalp in care se doreste disiparea energiei seismice prin plastificarea grinzii si nu a stalpului sau a conexiunii, exista o solutie constructiva foarte ingenioasa si anume reducerea sectiunii grinzii in apropiere de conexiune, astfel incat sa se favorizeze formarea articulatiei plastice in aceasta zona. Acest concept a fost dezvoltat in anii 80 de catre Prof. Andre Plumier si testat in cadrul unui program experimental sponsorizat de compania ARBED. Dupa implementarea acestui procedeu, tot mai multi proiectanti si cercetatori au adoptat acest principiu, denumit mai apoi conceptul de dog-bone.
-8-
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Fig.7.1.. Specimene testate de Prof. Andre Plumier reducerea sectiunii grinzii prin conceptul dogbone
In general reducerea sectiunii (implicit a talpii profilului) se poate face prin doua moduri, cel de-al doilea fiind cel mai eficient deoarece se evita concentrarea eforturilor in colturile taieturii (decuparea fiind dupa un arc de cerc).
Fig.7.2. Modalitati de reducere a sectiunii grinzii
I.4. Scopul lucrarii de fata In cadrul programului experimental care va fi efectuat la Universitatea Politehnica Timisoara, in laboratorul CEMSIG, sunt planificate teste care sa demonstreze sau sa infirme faptul ca elementele metalice lucreaza independent in prezenta elementelor din beton adiacente in cazul cadrelor EBF cu link. Testele experimentale vor fi dublate de simulari numerice de calibrare a rezultatelor obtinute care vor fi folosite ulterior in cadrul unor analize structurale cu accelerograme in vederea urmaririi unor rezultate concludente in ceea ce priveste folosirea grinzilor compuse pentru cadrele EBF. Pornind de la aceste studii se va face un studiu parametric complet care vizeaza siguranta folosirii unui astfel de procedeu (deconectarea elementelor compuse in zona cu cerinte de ductilitate) in regiuni seismice cum este si teritoriul Romaniei. Se va verifica si daca in prezenta placii din beton rotirea link-ului este impiedicata sau redusa si daca capacitatea disipativa a elementului este mai redusa sau mai ridicata. In plus se va face si evaluarea cerintelor de rezistenta, rigiditate (si ductilitate) a imbinarii link-grinda in relatie cu tipul de conexiune grinda-placa de capat-link.
-9-
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Cap.II. Modele de calcul i prevederi normative2.1. Calculul sectiunilor compuse conform Eurocode 4, in domeniul elastic si plastic 2.1.1.Momentul capabil elastic Bazele proiectarii ipoteze simplificatoare: 0- conexiunea dintre placa si grinda metalica se considera a fi o conexiune totala, fara sa fie posibila lunecarea intre cele 2 materiale 0- distributia eforturilor pe sectiune se considera a fi liniara 0- sectiunea ramane plana si dupa deformarea grinzii 0- atat otelul cat si betonul au un comportament predominant in domeniul elastic 0- rezistenta betonului la intindere se neglijeaza Pe baza acestor ipoteze se calculeaza o sectiune echivalenta din otel, prin inlocuirea ariei de beton cu o arie echivalenta Ac/n folosind coeficientul de echivalenta n. Asadar aria sectiunii transversale va fi: A1=Aa+As+Ac/n. (Aa=aria sectiunii din otel, As=aria armaturii, Ac=aria betonului).
2.1.2.Momentul capabil plastic Bazele proiectarii ipoteze simplificatoare: Pentru calculul momentului plastic Mpl, Rd se considera urmatoarele aspecte: 0- exista o interactiune completa intre otelul structural, armatura si beton astfel incat in fiecare element sa se atinga efortul maxim 0- toata sectiunea din otel este plastificata 0- betonul intins se neglijeaza 0- in zona in care betonul este comprimat eforturile au o distributie uniforma 0- in zonele cu moment pozitiv in care betonul este comprimat se neglijeaza armatura
0- 10 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
2.1.3. Concepte de proiectare Structurile compuse rezistente la cutremure trebuiesc proiectate in concordanta cu urmatoarele concepte: Conceptul a: Comportare structural disipativa cu zone disipative compuse; Conceptul b: Comportare structural disipativa cu zone disipative din otel; Conceptul c: Comportare structural nedisipativa. In conceptele a si b este luata in considerare capacitatea unor parti structurale, numite zone disipative, de a rezista actiunilor seismice in afara domeniului elastic. In aceste cazuri, la folosirea spectrului, valoarea factorului de comportare q va fi mai mare ca 1.0. In conceptul b, in calculul de proiectare este considerata doar sectiunea din otel fara a se lua in considerare eventualele avantaje pe care comportarea compusa le-ar putea introduce in zonele disipative; aplicarea conceptului b este conditionata de masuri preventive prin care sa se asigure neconlucrarea betonului in zonele disipative; structura mixta trebuind proiectata in conformitate cu EC4 pentru incarcarile gravitationale si in concordanta cu prevederile EC8 pentru incarcarile seismice. In cazul conceptului c, efectul actiunilor este calculat in baza unei analize elastice, fara a se considera un comportament neliniar al materialelor. 2.2. Verificarea si dimensionarea elementelor disipative de tip link Elementele de tip link se pot realiza in doua solutii, si anume varianta de link fix, nedetasabil si in varianta de link demontabil. Realizarea linkurilor n varianta demontabila prezinta avantajul nlocuirii elementelor disipative avariate n urma unui cutremur. Aceasta ar putea reduce costurile de reparatie a unei structuri avariate de un cutremur de pamnt. Pentru a permite nlocuirea facila a linkurilor avariate este necesar ca: - 11 -
Danku Gelu 1) deformatiile laterale permanente sa fie limitate si
Raportare PNCDI II
2) degradarea mbinarii link-grinda sa fie limitata Asigurarea acestor cerinte poate fi realizata inclusiv prin alcatuirea structurii n varianta duala (cadre necontravntuite combinate cu cadre contravntuite excentric) si prin asigurarea unei suprarezistente a mbinarii link-grinda fata de link.
Fig.8. Cadrul dual si un link scurt demontabil
Exista cateva reguli de proiectare si detaliere pentru cadrele metalice contravntuite excentric cu link, si anume: (1) Cadrele contravntuite excentric trebuie proiectate astfel caelementele denumite linkuri sa disipeze energia seismica prin deformatii inelastice de forfecare. n acest sens, linkurile folosite ca bare disipative demontabile trebuie sa fie scurte. Nu este indicata utilizarea linkurilor lungi (care dezvolta deformatii plastice de ncovoiere) si intermediare (care dezvolta deformatii plastice de forfecare si ncovoiere), din cauza dificultatii asigurarii practice a suprarezistentei mbinarilor realizate cu placa de capat partiala, a deformatiilor excesive ale placii de capat (ce pot compromite conceptul de element demontabil) si a lipsei unor demonstratii stiintifice in acest sens.
(2) Structura trebuie proiectata astfel ca sa se obtina o comportare disipativa omogena prin dezvoltarea unui mecanism plastic global care sa includa toate linkurile. Acest obiectiv poate fi dificil de realizat n cazul cadrelor contravntuite excentric conventionale din cauza solicitarii reduse a linkurilor de la nivelele superioare ale cladirii. Linkurile demontabile ofera avantajul ca rezistenta linkurilor poate fi controlata mai usor, deoarece sectiunea linkului poate fi diferita de cea a grinzii din care face parte. Linkurile pot fi realizate din profile I laminate sau din sectiuni I alcatuite din table sudate. In plus inima linkului trebuie sa fie alcatuita dintr-un singur element, fara placi de dublare si fara gauri. Urmatorii parametri sunt folositi pentru a defini rezistenta si a caracteriza comportarea linkurilor: - 12 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
unde: Vpl,link rezistenta plastica a sectiunii la forfecare Mpl,link rezistenta plastica a sectiunii la ncovoiere fy valoarea nominala a limitei de curgere a otelului tw grosimea inimii linkuluitf grosimea talpii linkului b latimea talpii linkului
d naltimea sectiunii linkului Verificarea de rezistenta a linkurilor se efectueaza prin satisfacerea urmatoarelor relatii:
unde: VEd, MEd, NEd sunt efectele de calcul ale actiunilor, respectiv forta taietoare de calcul, momentul ncovoietor de calcul si forta axiala de calcul Npl,Rd rezistenta plastica a sectiunii linkului la forta axiala Linkurile pot fi clasificate functie de lungimea lor e n urmatoarele categorii: - scurte - lungi - intermediare Linkurile demontabile realizate cu mbinare cu suruburi si placa de capat partiala sunt substantial mai flexibile n comparatie cu linkurile conventionale, fapt ce a fost demonstrat de incercarile experimentale efectuate in cadrul CEMSIG. Calculul global alstructurii trebuie sa tina cont de rigiditatea reala a linkurilor demontabile. Pot fi identificate urmatoarele surse de deformatie care trebuie considerate la determinarea rigiditatii linkului demontabil: 1) deformatia de forfecare a inimii linkului (g) 0- 13 -
Danku Gelu 2) deformatia de ncovoiere a linkului (gM)
Raportare PNCDI II
3) rotirea n mbinarile link-grinda (q) 4) lunecarea n mbinarile link-grinda (DS)
Fig.9. Functionarea link-ului scurt
Cap.III. Simulari numerice pe cadre de tip EBF cu link scurt3.1. Cadrul analizat Initial, cadrul de baza a fost considerat a fi metalic, iar ulterior s-a facut analiza si a unui cadru identic cu grinzi compuse. Rezultatele au fost comparate tabelar, in functie de ordinea de formare a articulatiilor plastice si a rotirilor maxime din articulatiile plastice. Cadrul analizat face parte dintr-o structura in cadre duale MRF+ECBF, avand 3 deschideri si trei travee, fiind prezentat in figurile ce urmeaza:
Fig.10. Planul structurii din care a fost extras cadrul analizat
- 14 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Din aceasta structura a fost extras un cadru de fronton, si anume cadrul din axul 1,
deoarece acesta este incarcat cu forte gravitationale mai reduse. Cadrul are o configuratie pe 5 nivele si 3 deschideri, deschiderea centrala fiind contravantuita excentric, iar cele marginale fiind necontravantuite. Deschiderile au fiecare 4.5m, iar inaltimea de nivel este de 2.4 m. Elementul disipativ (Link-ul) din cadrul contravantuit are caracteristicile unui link scurt (lungime 0.3m) si a fost modelat in 2 etape, initial ca un link fix (nedetasabil), iar ulterior s-a incercat si modelarea acestuia ca un link detasabil, prin diminuarea rigiditatii la forfecare acestuia. Aceasta ipoteza provine din faptul ca intr-un link demontabil rigiditatea este afectata de efectul de pierdere a rigiditatii datorita alunecarii in gaurile suruburilor (datorita tolerantelor si a alungirii acestora) fenomen cunoscut sub denumirea de efectul de pinching - si de rotirile de la capetele linkului care apar in timpul unei incercari ciclice repetate. Aceasta structura a fost aleasa deoarece dimensiunile ei fac posibila extragerea unui singur cadru (cel mai solicitat) pentru a putea fi mai apoi testat in cadrul laboratorului CEMSIG, dorindu-se astfel corelarea rezultatelor obtinute pe cale numerica cu cele experimentale.
Fig. 11. Cadrul dual analizat
- 15 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Pe acest cadru au fost aplicate urmatoarele incarcari, in urmatoarele combinatii: 1) Incarcarea permanenta: 7.83 KN/m2) Incarcarea utila: 2.25 KN/m pentru nivelele curente
1.5 KN/m pentru ultimul nivel 3) Mase pe nivel noduri interioare: 54 KN pentru nivelele curente 47.25KN pentru ultimul nivel 0- noduri marginale: 27 KN pentru nivelele curente 23.6KN pentru ultimul nivel Combinatiile de incarcari aplicate pe structura sunt urmatoarele: A) Gruparea fundamentala: 1.35G + 1.5Q SLU: SLS: 1.00G + 1.00Q B) Gruparea speciala: SLU: G + E + 0.4Q SLU: G + E + 0.4Q SLS: G + q E + 0.4Q Spectrul de proiectare folosit a fost cel pentru localitatea Bucuresti (spectrul elastic/q), avand perioada de colt Tc = 1.6s si derivat din spectrul elastic. [pentru elem. disipative] [pentru elem. nedisipative]
2.5
2
1.5
1
0.5
0 0 1 2 3 4 5 6
Fig. 12.1. Spectrul elastic
Fig. 12.2. Spectrul de proiectare
Factorul de comportare q a fost considerat pentru o structura cu cerinte de ductilitate mari, astfel q=6 (conform P100/1-2006 cap.6/tabelul 6.3):
- 16 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Fig. 13. Extras din tabelul 6.3 din P100-1/2006
q= 1.2*5 = 6 (pentru clasa de ductilitate inalta) Valoarea produsului 1.1 ov a fost considerata egala cu 2.5, pentru cadre duale formate din cadre necontravantuite + cadre contravantuite excentric. (conform anexei F.4./P1001/2006). Dimensionarea si verificarea elementelor structurale s-a efectuat conform Eurocode 3 tinand cont de prevederile din P100 pentru elementele disipative. Verificarea s-a facut separat pentru grinzile cadrului MRF si link la combinatiile SLU fundamental si SLU special, iar stalpii, contravantuirile si grinzile cadrului ECBF s-au verificat sub actiunea combinatiei SLU nedisipative. (G + E + 0.4Q) In urma acestui procedeu de dimensionare au rezultat urmatoarele sectiuni pentru elementele structurale: 0- stalpii cadrului ECBF HEB200 0- stalpii cadrului MRF HEB260 0- grinzi ECBF IPE240 0- Link IPE240 0- grinzi MRF IPE 240
3.2. Analize efectuate Pe cadrul astfel dimensionat s-au efectuat analize de tip Push-over si Time-History in doua configuratii de cadre: - cu link fix - cu link detasabil Analiza dinamica incrementala neliniara de tip Time-History (TH) a fost efectuata folosindu-se accelerogramele scalate a 3 cutremure Vrancene din anii 1977, 1986 respectiv 1990. - 17 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Inregistrarile folosite au fost furnizate de INCERC Bucuresti. Cea mai puternica dintre accelerograme (Vrancea 1977, componenta NS) are valoarea maxima a PGA=0.19g.
Fig. 14. Accelerograma Vrancea 77
Fig. 15. Accelerograma Vrancea 86
Fig.16. Accelerograma Vrancea 90
3.3. Parametrii studiati Analizele incrementale au fost efectuate alegand valori ale factorului de multiplicare al accelerogramelor de 0.2, 0.4, 0.6 , 0.8, 1.0, 1.2, 1.4, 1.8 si 2.0 urmarindu-se mecanismul de formare a articulatiilor plastice si deplasarea relativa a fiecarui etaj. In urma acestor analize s-au extras deplasarile relative de nivel (interstory drift) si rotirile in articulatiile plastice din link, acestea fiind comparate pe nivele de performanta.
- 18 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
3.4. Modelare Mecanismul de functionare al articulatiei plastice in link-uri este dat de o curba fortadeplasare de tip rigid-plastic cu ecruisare si degradare :
Fig. 17. Curba forta-deplasare dupa care functioneaza articulatia plastica in link-ul disipativ.
In figurile ce urmeaza se poate observa comportamentul link-ului disipativ, precum si rotirea plastica maxima permisa in functie de lungimea barei.
Fig. 18.1. Rotirea link-ului
Fig. 18.2. Rotirea maxima permisa
- 19 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Cap.IV. Rezultate numericeRezultatele extrase in urma analizelor au fost folosite pentru a putea compara comportamentul structurii in functie de seismul la care a fost supusa si de a masura deplasarile relative de nivel, putandu-se astfel aprecia daca structura a avut un comportament satisfacator sau nu. Raportul de energiilor disipate a fost evaluat prin relatia: q = ue
unde u valoarea multiplicatorului accelerogramei pentru care structura cedeaza (formarea unui mecanism de cedare) e - valoarea multiplicatorului accelerogramei la care apare prima articulatie plastica Cutremur Vrancea 77 Link Fi x u 2.2 e 0.4Valori ale lui q pentru
Demontabi l 2 Vrancea 86 Fi x 2
0.4 0.6 0.6
Accelerograme VR77 VR86
Link fix 5.5 3.3
Link detasabil 5 3
Demontabi l 1.8 Vrancea 90 Fi x
VR90
4
2.6
2.4
0.6 0.6
Demontabi l 1.6
Analiza de tip push-over efectuata pe modelul initial metalic a relevat faptul ca structura initiala tinde sa formeze articulatii plastice in stalpii MRF atunci cand deplasarea atinge valori mai mari. Pentru un comportament satisfacator in aceasta privinta s-a trecut la un otel cu performante mai ridicate ca material pentru stalpii MRF. (S235S355) Dupa aceasta modificare, structura se comporta satisfacator conform ipotezelor de disipare a energiei, dupa cum se poate observa in figurile urmatoare:
- 20 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Fig.19. Ordinea de formare a articulatiilor plastice la push-over
Urmatoarele diagrame prezinta diferentele intre structura cu link fix, respectiv demontabil in functie de accelerograma folosita: 20.1. Vrancea 77 structura cu link fixRelative story drift 2.5 2 la m b d a 1.5 1
0.5 0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
Se poate observa ca mecanismul de cedare se produce pentru un multiplicator al accelerogramei egal cu 2.2.
- 21 -
Danku Gelu 20.2. Vrancea 77 structura cu link detasabilRelative story drift 2.5 2 la m b d a 1.5 1
Raportare PNCDI II
0.5 0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
In aceasta diagrama se observa ca cedarea se produce pentru un multiplicator =2.
21.1. Vrancea 86 structura cu link fixRelative story drift 2.5 2 la m b d a 1.5 1
0.5 0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
Structura cedeaza pentru un multiplicator =2.
- 22 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
21.2. Vrancea 86 structura cu link detasabilRelative story drift 2.5 2 la m b d a 1.5 1
0.5 0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
La un multiplicator =1.8 structura formeaza mecanism de nivel. 22.1. Vrancea 90 structura cu link fixRelative story drift 2.5 2 la m b d a 1.5 1
0.5 0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
Mecanismul de nivel se produce la =2.4
- 23 -
Danku Gelu 22.2. Vrancea 90 structura cu link detasabilRelative story drift 1.8 1.6 1.4 1.2 la m b d a
Raportare PNCDI II
1 0.8 0.6 0.4 0.2 0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
In aceasta diagrama se observa ca cedarea se produce la =1.6. Valorile deplasarilor maxime de nivel sunt comparate si tabelar dupa cum urmeaza:
Max Inter-story Drift Limit St. SLS SLU CPLS VR77 0.001303 0.005047 0.006326 VR86
S235/S355 link fix VR90
0.001488 0.001610 0.003610 0.007880 0.004878 0.009400
Max Inter-story Drift Limit St. SLS SLU CPLS VR77 0.001509 0.004195 0.005980 VR86
S235/S355 link det VR90
0.001574 0.001558 0.005565 0.008523 0.007718 0.013100
Starile limita corespund urmatoarelor valori ale multiplicatorului accelerogramei: SLS =0.4 SLU =1.0 CPLS =1.22Se poate observa cu usurinta ca rigiditatea intregii structuri este afectata de rigiditatea link-ului demontabil, acest lucru rezultand din deplasarile de nivel mai mari in cazul doi.
- 24 -
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
In mod asemanator se pot compara valorile rotirilor in articulatiile plastice formate in link. Link-urile au fost denumite dupa cum urmeaza:
Fig.23. Denumirea link-urilor
Tabelele de pe pagina urmatoare contin rotirile link-urilor (din cadrele de la nivelele 1 si 2 cele mai solicitate) in radiani in functie de nivelele de performanta cerute in documentul FEMA-356 si comparatia rezultatelor obtinute cu valorile maxime admise. Se poate observa ca datorita faptului ca acceleratia terenului este mai mare in cazul cutremurului Vrancea 90, degradarile structurale sunt mai pronuntate in acest caz.
- 25 -
Danku GeluLink Lambda 44H1 Stare limita SLS ULS CPLS 41H1 Stare limita SLS ULS CPLS Vrancea 77 Link fix Link detasabil 0 0.094 0.049
Raportare PNCDI IIVrancea 86 Link fix Link detasabil 0 0.042 0.064 Link fix 0 0.1 0.097 Vrancea 90 Link detasabil 0 0.075 0.090 Valori FEMA
0.4 1 1.22 Link Lambda
0 0.042 0.058 Vrancea 77 Link fix
0 0.055 0.072 Vrancea 86
0.005 0.11 0.14 Valori FEMA
Vrancea 90 Link detasabil 0 0.1 0.064 Link fix 0 0.073 0.095 Link detasabil 0 0.078 0.094
Link detasabil 0 0.047 0.049
Link fix
0.4 1 1.22
0 0.034 0.058
0 0.065 0.075
0.005 0.11 0.14
26
Danku Gelu
Raportare PNCDI II In parte a doua a acestui studiu de simulari numerice, aceeasi structura a fost
considerata, avand aceeasi geometrie si caracteristici, dar grinzile au fost inlocuite cu grinzi compuse. Acest fapt a dus la cresterea rigiditatii structurale per ansamblu. Producerea articulatiilor plastice a fost favorizata prin considerarea unei conlucrari intre beton si grinda de otel doar in zonele in care nu se asteapta formarea articulatiilor, adica la o distanta de 2h (hinaltimea grinzii) fata de imbinarile grinda-stalp si inafara link-ului. Analiza incremental-dinamica a dat rezultate similare cu prima configuratie structurala, cu precizarea ca atat deplasarile relative de nivel cat si rotirile in link au valori mai mici decat in cazul unei structuri cu grinzi metalice. In ceea ce priveste deplasarile relative de nivel, acestea se pot regasi in urmatorul tabel:S 2 3 5 /S 3 5 5 lin fix Max Inter-story Drift k Limit St. SLS SLU CPLS VR77 0.001096 0.00365 0.004428 VR86 VR90 0.00107 4 0.001086 0.00457 8 0.006254 0.00651 5 0.010088
S 2 3 5 /S 3 5 5 lin Max Inter-story Drift k det Limit St. SLS SLU CPLS VR77 0.001392 0.003987 0.005014 VR86 VR90 0.00142 4 0.001379 0.00501 3 0.006152 0.00680 8 0.008972
La fel ca si pentru structura cu grinzi metalice, si in cazul structurii cu grinzi compuse atunci cand link-ul este considerat a fi detasabil, structura este mai deformabila. In general formarea al articulatiilor plastice s-a produs initial in linkuri, si mai apoi la starea limita CPLS si in grinzile cadrului MRF, insa doar la nivelul 1 si avand valori ce se incadreaza in limitele admise. In figurile ce urmeaza se poate urmari comportamentul structurii in configuratia a II-a, supusa la cele 3 cutremure, Vrancea 77, 86 si 90.
27
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
24.1. Structura cu grinzi compuse si link fix Vrancea 77:Relative story drift2.5
2 l a m b d a 1.5 1
0.5
0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
24.2. Structura cu grinzi compuse si link detasabil Vrancea 77:Relative story drift2.5
2l a m b d a 1.5
1
0.5
0 0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 meters 0.012 0.014 0.016 0.018 0.02
28
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
25.1. Structura cu grinzi compuse si link fix Vrancea 86:Relative story drift2.5
2 l a m b d a 1.5 1
0.5
0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
25.2. Structura cu grinzi compuse si link detasabil Vrancea 86Relative story drift2.5
2 l a m b d a 1.5 1
0.5
0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
29
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
26.1. Structura cu grinzi compuse si link fix Vrancea 90Relative story drift2.5
2 l a m b d a 1.5 1
0.5
0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
26.2. Structura cu grinzi compuse si link detasabil Vrancea 90Relative story drift2.5
2 l a m b d a 1.5 1
0.5
0 0 0.005 0.01 meters 0.015 0.02
30
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Dupa ce s-a observat ca structura are un comportament satisfacator si in acest caz, s-au comparat rotirile in link-urile cel mai solicitate, dupa cum urmeaza :
Rotire maxima [rad] Caz 10 0.0000 0.0000 0.0991 0.0952 0.0600 77
Link nr. 32H1 35H1 38H1 41H1 44H1
CPLS 1.2200 1.2200 1.2200 1.2200 1.2200 Cutremur Tipul de link Structura
Caz 1 0.0000 0.0000 0.0356 0.0664 0.0581 77
Caz 2 0.0000 0.0000 0.0838 0.0946 0.0748 86 Link fix
Caz 3 0.0000 0.0138 0.1176 0.1905 0.0951 90
Caz 4 0.0000 0.0000 0.0228 0.0571 0.0496 77
Caz 5 0.0000 0.0000 0.0399 0.0788 0.0639 86 Link detasabil
Caz 6 0.0000 0.0276 0.0801 0.1167 0.0904 90
Caz 7 0.0000 0.0000 0.0346 0.0483 0.0496 77
Caz 8 0.0000 0.0000 0.0880 0.0909 0.0741 86 Link fix
Caz 9 0.0000 0.0061 0.0962 0.1385 0.0873 90
Caz 11 0.0000 0.0000 0.1009 0.0822 0.0672 86 Link detasabil
Caz 12 0.0000 0.0158 0.0645 0.1019 0.0825 90
Configuratia I - Structura cu grinzi metalice
Configuratia II - Structura cu grinzi compuse
Avand in vedere rezultatele obtinute, s-a dorit ca in pasul urmator sa se treaca la calibrarea corecta a modelului experimental. Pentru acest model se va extrage un cadru contravantuit cu link din structura, iar acesta va fi incercat in mai multe configuratii, in care se va asigura sau nu conlucrarea intre beton si metal pe link, pentru a vedea in ce mod se poate influenta mai eficient un comportament disipativ al grinzii compuse. Configuratiile structurale a cadrului si a grinzii compuse se pot vedea mai jos:
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
In vederea obtinerii unor rezultate cat mai apropiate de comportamentul structurii reale si pentru a se putea intelege pe deplin felul in care articulatiile plastice se dezvolta in cazul link-ului se doreste incercarea urmatoarelor specimene : 1. Cadru cu grinda din otel cu link fix scurt (e=300 mm), solicitat in regim monoton si ciclic 0- 2 specimene
32
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
2. Cadru cu link detasabil scurt cu grinda din otel solicitat in regim monoton si ciclic - 2 specimene
3. Cadru cu link fix scurt cu grinda compusa otel-beton o incercare cu conlucrarea totala intre beton si otel, prin dispunerea conectorilor ; o incercare fara conectori pe link (incercari ciclice) - 2 specimene
33
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
4. Cadru cu link fix scurt detasabil cu grinda compusa otel-beton in prima incercare se vor intrerupe conectorii in zona link-ului disipativ pentru a se favoriza formarea articulatiei plastice ; in cea de-a doua incercare link-ul va fi dotat cu conectori (incercari ciclice) 2 specimene
34
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Pentru incercarea acestor cadre se va folosi standul de incercari al laboratorului CEMSIG, in urmatoarea configuratie :
Fig.27. Montaj experimental cadru EBF
Aplicarea incarcarii laterale orizontale se va realiza eventual cu ajutorul unui montaj care sa asigure deplasarea egala a nodurilor cadrului: :
Fig.28. Aplicare fortei pe cadru
35
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
In urma analizei de tip push-over efectuata pe cadrul experimental a rezultat faptul ca era necesara o forta de aproximativ 1400 kN (dupa cum reiese din curbele push-over de mai jos) pentru a se putea asigura plastificarea completa a link-ului in solutie compusa. Deplasarea orizontala in momentul in care link-ul intra in domeniul plastic a fost de aproximativ 50 mm.
Fig.29. Curba push-over cadru EBF metalic
Fig.30. Curba push-over cadru EBF compus
Fig.31. Plastificarea link-ului din cadrul EBF
Astfel cadrul experimental a fost adaptat posibilitatilor de testare ale laboratorului CEMSIG, rezultand in final urmatoarea configuratie, pentru care va fi necesara o forta de 780 kN (in solutie cu grinda compusa):
36
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Fig.32. Schema statica a cadrului experimental adica:
- stalpi sectiune HE260B otel S355J0 0- contravanturi sectiune HE180A otel S355J0 0- grinzi sectiune HE200A otel S235J0In aceasta configuratie a fost necesara folosirea unei prinderi articulate a stalpilor la
baza, pentru a se reduce forta necesara. Latimea efectiva a placii din beton care va alcatui grinda compusa se va considera de 1.2m.
Fig.33. Prinderea stalpului la baza
In urmatoarele imagini se pot vedea cele doua montaje experimentale (care au fost proiectate si sunt deja date in executie) care se vor incerca in mai multe configuratii, cu grinda metalica, respectiv cu grinda compusa: 37
Danku Gelu - nod grinda-stalp cu dog-bone (nod extras dintr-un cadru MRF)
Raportare PNCDI II
-
cadru EBF cu link metalic scurt in solutie metalica si compusa
38
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Datorita faptului ca acest cadru EBF a fost adaptat posibilitatilor de testare existente, si cadrul din care au fost extrase cele 2 specimene (EBF si nod grinda-stalp) a fost recalibrat pentru a corespunde noilor cerinte. Mai departe, noua structura a fost din nou supusa analizelor de tip push-over si time-history (folosind accelerograma Vrancea 77 ), rezultatele fiind satisfacatoare, dupa cum urmeaza:
Fig.34. Ordinea formarii articulatiilor plastice in analiza push-over
39
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Fig.35.1. Raspunsul structurii la actiunea cutremurului Vrancea 77 articulatii plastice
Relative story drift1.4 1.2 1 la m b d a
0.8 0.6 0.4 0.2 0 -0.01 0.01 0.03 0.05 0.07 meters 0.09 0.11 0.13 0.15
Fig.35.2. Raspunsul structurii la actiunea cutremurului Vrancea 77 deplasarea relativa de nivel
40
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
In ceea ce priveste nodul grinda-stalp cu reducerea sectiunii pe grinda, analiza de tip nelinear a aratat ca este necesara o deplasare a grinzii de 63 mm pentru ca aceasta sa inceapa sa lucreze in domeniul plastic (in solutie metalica):
Fig.36. Schema statica a nodului experimental
Fig.37. Curba de comportare a nodului
41
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Incercarile experimentale se vor derula dupa urmatorul program:Nr.crt. Denumire Tip specimen Specificatii Grinda Procedeu de incarcare Metalica Monoton
1.1
GMLF_M
Cadru EBF
Grinda metalica cu link fix
1.2
GMLF_C
Cadru EBF
Grinda metalica cu link fix
Metalica
Ciclic
1.3
GMLD_M
Cadru EBF
Grinda metalica cu link detasabil
Metalica
Monoton
1.4
GMLD_C
Cadru EBF
Grinda metalica cu link detasabil
Metalica
Ciclic
1.5
GCLF_C
Cadru EBF
Grinda compusa cu link fix
Compusa
Ciclic
1.6
GCLFC_C
Cadru EBF
Grinda compusa cu link fix
Compusa
Ciclic
1.7
GCLD_C
Cadru EBF
Grinda compusa cu link detasabil
Compusa
Ciclic
1.8
GCLDC_C
Cadru EBF
Grinda compusa cu link detasabil
Compusa
Ciclic
2.1
GM_M
Nod grinda-stalp
Nod grinda-stalp cu dog-bone
Metalica
Monoton
2.2
GM_C
Nod grinda-stalp
Nod grinda-stalp cu dog-bone
Metalica
Ciclic
2.3
GCS_C
Nod grinda-stalp
Nod grinda-stalp cu dog-bone
Compusa
Ciclic
2.4
GC_C
Nod grinda-stalp
Nod grinda-stalp cu dog-bone
Compusa
Ciclic
42
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
Pentru incarcare va fi folosita procedura ECCS (1986). Aceasta prevede efectuarea unui numar de 4 cicluri elastice, urmate de cate 3 cicluri la fiecare multiplu par al deplasarii de curgere (vezi fig. de mai jos):
Fig.38. Schema de incarcare ciclica a specimenelor
unde
2 3 4 5 6 7
1 - y/4 - y/2 - 3y/4 - y - 3x2y - 3x4y - 3x(2n)y, unde y este deplasarea atinsa la curgerea elementului studiat. Deplasarea de curgere y va fi gasita in urma testului monoton, deasemenea conform
procedurii ECCS. In perioada imediat urmatoare se va trece la incercarea in laboratorul CEMSIG a tuturor specimenelor prezentate mai sus, cu extragerea rezultatelor necesare finalizarii partii experimentale a tezei de doctorat.
43
Danku Gelu
Raportare PNCDI II
BIBLIOGRAFIE ENV 1993-1-1. (1993) EUROCODE 3: Design of Steel Structures. Part 1.1. General Rules and Rules for Buildings. Brussels: CEN, European Committee for Standardisation.
ENV 1994-1-1. (1992) EUROCODE 4: Design of Composite Steel and Concrete Structures. Part 1.1. General Rules and Rules for Buildings. Brussels: CEN, European Committee for Standardisation. ENV 1998-1-1. (1993) EUROCODE 8: Earthquake Resistant Design Of Structures. Part1.: General Rules and Rules for Buildings Seismic Actions and General Requirements for Structures. Brussels: CEN, European Committee for Standardisation. http://www.kuleuven.ac.be/bwk/materials/Teaching/master/toc.htm - ESDEP course Ciutina, INSA Rennes. A. Aldea, C. Arion, A. Ciutina, T. Cornea, D. Florea, L. Fulop, D. Grecea, A. Stratan, R. Vacareanu, 2003, Constructii amplasate in zone cu miscari seismice puternice, Ed. Orizonturi Universitare, Timisoara M.A.Conti, V.Piluso, G. Rizzano & I.Tolone, Seismic Reliability of Steel-concrete composite frames, STESSA 2006, Taylor & Francis Group, London Bungale S. Taranath Ph. D., S.E., Wind and Earthquake Resistant Buildings, Taylor & Francis Group, 2005 Adrian, 2003, Comportamentul seismic al imbinarilor cadrelor
necontravantuite metalice si compuse: studiu experimental si simulare numerica, teza de doctorat
44
PDF to Word