1

C.6 PREVEDERI SPECIFICE CONSTRCIILOR METALICE

C.6.1 Generaliti

Prezentul capitol din normativul P100-2004, partea I, se bazeaz in principal pe proiectul Eurocode 8, partea I. Proiectarea structurilor rezistente la cutremur. Reguli generale, aciuni seismice si prevederi pentru cldiri (PrEN1998-1: 2004), cu unele completri si modificri din norma americana AISC 2002 (2002), respectiv din norma româneasca P100-1992.

C.6.1.1 Domeniul

(1) Prevederile din acest capitol se refera exclusiv la cldiri cu structura metalica (construcii civile, industriale, agricole si alte tipuri de construcii metalice cu structura similara cu cea a cldirilor (platforme metalice, estacade, structuri pentru susinerea courilor si cazanelor termocentralelor, etc.).

(2) Pentru determinarea strii de eforturi i deformaii la încrcri seismice, se recomand, pentru toate tipurile de structuri metalice, metoda calculului modal cu spectre de rspuns (par. 4.5.3.1, alin. 2)

În cazul structurilor pentru care raportul dintre înlime (H) i latura cea mai mic (B) este mai mare decât 4 se va face un studiu special pe bata calculului dinamic neliniar folosind accelerograme de amplasament.

(3) Prezentul normativ implementeaz criterii de verificare pentru rezistenta elementelor structurale si a îmbinrilor in formatul normei europene EC3, partea 1 “Reguli generale si prevederi pentru proiectarea structurilor din otel pentru cldiri (EN 1993-1.1), respectiv partea 1.8 “Calculul si proiectarea îmbinrilor” (EN1993-1.8). In acest context, in norma se compara eforturile secionale obinute din calculul structurii sub efectul aciunilor de proiectare, seismice si neseismice (NEd, MEd, VEd) cu forele si momentele de proiectare – capabile (NRd, MRd, VRd). Atunci când se aplica prevederile STAS 10108/0-78 pentru verificarea elementelor structurale si a îmbinrilor conform prevederilor din P100-2004, se va avea in vedere corespondenta intre eforturi secionale (N, M, V) si tensiuni (σ, τ).

Pentru verificrile care nu sunt acoperite de prevederile din STAS10108/0-78, se va folosi EN 1993.

C.6.1.2 Principii de proiectare

Caracterizarea tipului de comportare a unei structuri, disipativ sau nedisipativa, pentru calcul, in cazul aplicrii metodelor de calcul in domeniul elastic (cu forte statice echivalente sau pe baza spectrelor de rspuns) se realizeaz prin intermediul factorului de comportare q. În C 6.1 este prezentat o relaie tipic dintre fora tietoare de baz i deplasarea la vârf a unei structuri. Pentru simplificarea rspunsului neliniar al structurii se adopt adeseori o idealizare biliniar. Valoarea factorului q depinde de urmtorii factori:

• Suprarezistenta de proiectare 1Sd dq F F= , care provine din:

- dimensionarea structurii din alte condiii decât rezistena la cutremur (rezisten în gruparea fundamental de încrcri sau limitarea deplasrilor relative de nivel la starea limit de serviciu seismic) - evitarea unei variaii prea mari a numrului de seciuni pentru a uniformiza i simplifica procesele de proiectare i execuie - o rezisten real a materialelor mai mare decât cea nominal, etc.

2

• redundanta structurala qR= Fy/F1 reprezint capacitatea de redistribuie plastic a structurii, dup formarea primei articulaii plastice

• ductilitatea structurii e yq F Fµ = caracterizeaz capacitatea de deformare postelastica fara o reducere semnificativa a caracteristicilor de rezistenta si rigiditate

În relaiile de mai sus s-au folosit urmtoarele notaii:

Fe - fora corespunztoare unui rspuns infinit elastic;

Fy - fora de curgere a sistemului;

F1 – fora tietoare de baz la formarea primei articulaii plastice;

Fd - fora tietoare de baz de calcul.

Valoarea total a factorului de comportare q poate fi exprimat ca produsul suprarezistenei de proiectare, a redundanei i a factorului de reducere datorat ductilitii:

Sd Rq q q qµ= ⋅ ⋅

raspunsul idealizat

raspunsul real q

q

q1

F

Dy

d

F

F

y

F

F

e

Sd

De Du D

raspuns elastic

q

R

µ

Figura C 6.1 Definiia componentelor factorului de comportare q

In principiu, orice structura conformata si dimensionata corect, poseda suprarezistenta de proiectare datorita coeficienilor pariali de sigurana utilizai la definirea rezistentelor de calcul si a incarcarilor folosite la proiectare. Structurile static nedeterminate poseda in plus si o redundanta structurala. In consecina, pentru o structura alctuita si dimensionata in mod corect, valoarea efectiva a factorului q este întotdeauna supraunitara. Cea de-a treia componenta a factorului q, data de ductilitate, este si cea mai importanta. Aceasta presupune asigurarea ductilitii la nivelului materialului, a seciunilor elementelor structurale, a elementelor structurale si îmbinrilor dintre ele, a structurii in ansamblul ei.

Structurile alctuite si dimensionate pentru a asigura toate cele trei categorii de cerine, privind suprarezistenta, redundanta si ductilitate sunt denumite structuri disipative si sunt încadrate in conformitate cu P100-2004 in clasele de ductilitate H sau M. Structurile care nu îndeplinesc toate condiiile de ductilitate dar poseda suprarezistenta si redundanta structurala, sunt considerate slab disipative si încadrate in clasa de ductilitate L. Structurile cu elemente de clasa 4 care îndeplinesc redundanta structurala si suprarezistenta, se calculeaz pe baza unui factor 1q = .

3

Structurile slab disipative alctuite din elemente cu seciune de clasa 1, 2 sau 3 se dimensioneaz si verifica pe baza prevederilor din STAS 10108/0-78; pentru verificrile care nu sunt acoperite de prevederile din STAS10108/0-78, se va folosi EN 1993.

Structurile alctuite din elemente cu seciune de clasa 4 se dimensioneaz si verifica in conformitate cu prevederile din STAS10108/0-78, STAS10108/2-83, NP 012/97 respectiv Eurocode 3, partea 1.3 (EN1993-1.3). C.6.1.3 Verificarea siguranei

La proiectare se ine cont de posibilitatea ca limita de curgere efectiv a oelului (fy,act), s fie mai mare decât limita de curgere nominal (fy), prin introducerea unui coeficient de amplificare a limitei de

curgere ,y actov

y

f

fγ = . In proiectare se accept folosirea unei valori 25,1ov =γ .

C.6.2 Condiii privind materialele

(1 - 2). Pentru structurile din clasele H si M de ductilitate, se vor utiliza oteluri cu proprietati de ductilitate definite prin:

- raportul dintre rezistena la rupere fu i limita minim de curgere fy va fi cel puin 1,20

- alungirea la rupere A5 va fi cel puin 20%

- oelurile folosite în elementele structurale cu rol disipativ vor avea un palier de curgere distinct, cu alungire specific la sfâritul palierului de curgere, de cel puin 1,5%.

Oelurile cu limita de curgere de proiectare fyd ≥ 350 N/mm2 se pot folosi numai dac proprietile plastice ale materialului sunt atestate prin încercri experimentale. Limita de curgere de proiectare (fyd) este echivalenta cu rezistenta de calcul a otelului specificata in STAS10108/0-78 si se obine prin impartirea limitei de curgere caracteristica la coeficientul parial de sigurana mγ :

,y

y dm

ff

γ=

mγ = 1.10 S235 (OL37)

mγ = 1.12 S275 (OL44)

mγ = 1.15 S355 (OL52) (3) Elementele din tabla cu grosimi > 16mm solicitate la întindere perpendicular pe planul lor sunt susceptibile de apariia destrmrii lamelare. Riscul de apariie a acestui fenomen este semnificativ in cazul plcilor de capt ale grinzilor in cazul îmbinrilor grinda-stâlp in zona afectata termic de sudura dintre talpa grinzii si placa de capt. Riscul de destrmare lamelara poate sa apar si in cazul grinzilor sudate direct de talpa stâlpului, in cazul stâlpilor sudai de placa de baza sau in cazul îmbinrilor de continuitate realizate cu flane. In vederea evitrii riscului de destrmare lamelara se recomanda urmtoarele masuri:

- evitarea soluiilor constructive la care din cauza sudrii si din efectul incarcarilor exterioare apar tensiuni semnificative de întindere in direcia grosimii laminatelor

4

- daca totui astfel de soluii nu pot fi evitate este necesara alegerea unor mrci de oteluri la care productorul sa garanteze o valoare minima a gâtuirii Zz la încercarea la traciune pe epruvete prelevate in direcia grosimii (încercare efectuata conform SR EN 10164):

,z z necZ Z≥ in care: - Zz,nec este valoarea minima necesara a gâtuirii. Aceasta se poate determina conform procedurii din Eurocode 3, partea 1.10 (EN 1993-1.10) sau cu procedura simplificata prezentata in Anexa 1 a GP 078/2003 (Buletinul Construciilor, nr. 16/2004). (4) Îmbinrile cu uruburi ale elementelor structurale care participa la preluarea si transmiterea aciunii seismice (grinzi si stâlpi la cadre necontravantuite, grinzi, stâlpi si contravântuiri la cadre contravantuite) se vor proiecta cu uruburi de înalta rezistenta grupa 8.8 si 10.9. Elementele care nu participa la preluarea si transmiterea aciunii seismice (ex. grinzi secundare de planeu), pot fi îmbinate si cu uruburi din grupele de calitate 4.6, 5.6, 5.8 si 6.8. (5) În cazul prinderilor grind - stâlp cu plac de capt si uruburi de înalt rezisten, la montaj se va asigura o pretensionare a acestora cu un efort de minim 50% din efortul de pretensionare prescris pentru îmbinrile care lucreaz prin frecare. Aceste îmbinri insa nu se dimensioneaz ca îmbinri care lucreaz prin frecare. Normele europene – EN1998-1 si cele americane AISC 2005 prevd pretensionarea completa a uruburilor. Condiia de dimensionare a uruburilor este de regula rezistenta lor la întindere. Pretensionarea uruburilor se impune pentru a limita efectele incarcarii ciclice in timpul aciunii seismice. (6) In general, uruburile de ancoraj ale stâlpilor in fundaii se recomanda sa se realizeze din oteluri din grupe de calitate 4.6 si 5.6. Atunci când se folosesc uruburi de ancoraj din grupele de calitate 5.8, 6.8 si in mod special in situaia in care se folosesc uruburi cu caracteristici fizico-mecanice similare grupei de calitate 8.8, trebuie sa acorde o atenie sporita clasei betonului respectiv a sistemelor de ancorare. In principiu, trebuie sa existe compatibilitate intre rezistenta la întindere a uruburilor si aderenta dintre acestea si betonul din fundaie. (7-8) Trebuie fcuta distincia intre fy, care reprezint limita de curgere nominala a otelului (ex. S235 – OL37: 2

yf =235 N mm ; S275 – OL44 2yf =275 N mm ; S355 – OL52: 2

yf =355 N mm ) si limita de curgere de proiectare care este asimilabila rezistentei de calcul definita conform STAS 10108/0-78 (OL37: 2R=220 N mm ; OL44 2R=260 N mm ; OL52: 2R=315 N mm )1. In zonele disipative se limiteaz valoarea limitei de curgere, y,maxf , a materialului din elementele structurale respective pentru a asigura concordanta intre mecanismul de disipare proiectat si rspunsul real al structurii. Limita de curgere , y,maxf , nu va fi mai mare decât limita de curgere nominala

amplificata cu 1,1 ovγ (,max 1,1y ov yf fγ≤ ).

1 Valorile specificate pentru fy si R sunt valabile pentru grosimi ale tablei ≤ 16mm

5

C.6.3 Tipuri de structuri i factori de comportare

C.6.3.1 Tipuri de structuri

Cadre necontravantuite Capacitatea de rezistenta si rigiditatea structurii solicitate la aciunea seismica sunt asigurate in principal de rezistenta si rigiditatea la încovoiere a grinzilor si stâlpilor precum si de capacitatea de transmitere a momentelor încovoietoare la nivelul îmbinrilor dintre grinzi si stâlpi, respectiv dintre stâlpi si fundaii. Pentru cadrele cu îmbinri rigl-stâlp rigide, i cu rezisten la moment încovoietor mai mare decât momentul încovoietor plastic al grinzii, ideal este ca articulaiile plastice s se formeze numai la capetele grinzilor, în vecintatea îmbinrilor cu stâlpii. În cazul îmbinrilor sudate, localizarea articulaiilor plastice în zonele de capt a grinzilor poate fi obinut prin reducerea seciunii tlpilor grinzilor – soluia “dog-bone” (pentru detalii i relaii de calcul vezi AISC 2005). Zonele disipative îns pot fi situate i în stâlpi, respectiv la baza acestora (deasupra prinderii în fundaii) i la partea superioar a stâlpilor de la ultimul etaj. Se recomand ca în vederea obinerii un ui mecanism plastic global, (se formeaz toate articulaiile plastice posibile fr a se forma mecanisme de etaj) articulaiile plastice din zonele specificate anterior ale stâlpilor s se formeze dup cele din grinzi. În cazul cadrelor parter, cu îmbinri rigl stâlpi rigide i de rezisten complet i cu prinderi rigide în fundaii, articulaiile plastice se pot forma la partea superioar i la baza stâlpilor, cu condiia, ca fora axial de compresiune din stâlpi, NEd, sa îndeplineasc condiia NEd/Npl.Rd < 0,3 (NEd – efortul axial de proiectare în gruparea de încrcri care conine seismul; N pl.Rd – rezistena plastica a seciunii la compresiune centric).

Exista posibilitatea ca in cazul in care cadrele se dimensioneaz cu îmbinri rigla-stâlp semirigide si parial rezistente in conformitate cu clasificarea din Eurocode 3, partea 1.8 (EN1993-1.8), daca îmbinrile au capacitate de rotire plastica suficienta (cel puin egala cu 0.035 rad pentru clasa H de ductilitate, respectiv 0.025 pentru clasa M de ductilitate), disiparea energiei induse de aciunea seismica sa se fac si in îmbinri. Norma europeana Eurocode 8, partea 1 (EN1998-1.1) respectiv normele americane (AISC 2002, AISC 2005) permit formarea articulaiilor plastice si in îmbinri in condiiile in care rigiditatea si capacitatea reala de rezistenta sunt luate in calcul in analiza structurii i se asigur ductilitatea necesar. In actuala versiune a prezentului normativ, se recomanda ca la proiectarea cldirilor curente sa se evite formarea articulaiilor plastice in îmbinri, ceea ce implica evitarea utilizrii unor îmbinri parial rezistente. Cadrele contravantuite centric Cadrele contravantuite centric sunt acele cadre cu contravântuiri la care axele elementelor structurale se întâlnesc in noduri si formeaz o structura verticala cu zbrele (triangulata) pentru preluarea aciunilor orizontale. In aceasta categorie intra urmtoarele sisteme structurale (vezi tabel 6.3, P100-1/2004): - Contravântuiri cu diagonale întinse active, la care forele orizontale sunt preluate numai de diagonalele întinse, neglijând diagonalele comprimate.

- Contravântuiri cu diagonale în V, la care forele orizontale sunt preluate atât de diagonalele întinse cât i cele comprimate. Punctul de intersectare al acestor diagonale este situat pe grind, care trebuie s fie continu.

Pentru asigurarea unei comportri ductile a acestor sisteme, este necesar ca seciunile diagonalelor sa fie de clasa 1 (pentru clasa de ductilitate H) si 2 (pentru clasa de ductilitate M). Prinderile diagonalelor trebuie sa asigure nivelul de suprarezistenta specificat in 6.5.5 (P100-1/2004).

6

Utilizarea unor seciuni cu suplee ridicata pentru contravântuiri poate sa conduc la o voalare prematura a acestora, chiar si la nivele reduse ale deplasrilor relative de nivel si implicit la o ductilitate redusa a elementelor.

Se pot folosi si alte sisteme de contravântuiri, de exemplu contravântuiri in X pe doua nivele sau contravântuiri in V cu bara verticala de legtura (vezi Figura C 6.2). Aceste cadre pot fi proiectate cu o comportare post elastica similara cadrelor contravantuite in V. Aceste doua sisteme au avantajul ca asigura o reducere a forelor axiale transmise grinzilor dup cedarea barelor comprimate ale contravântuirilor . Sistemul cu contravântuiri in X pe doua nivele este in general mai flexibil decât sistemul cu contravântuiri in V, pe de alta parte sistemul cu bara verticala de legtura asigura o uniformizare a eforturilor axiale din contravântuiri pe inaltimea structurii. Folosirea acestor doua sisteme reduce riscul formarii mecanismelor de nivel.

(a) (b)

Figura C 6.2. Cadre cu contravântuiri în X pe dou nivele (a) i contravântuiri în V cu bara verticala de legtura (b), AISC (2005).

O soluie structural alternativ acestor sisteme de contravântuiri este utilizarea unor diafragme metalice, care disipeaz energie prin voalarea plastic din forfecare (plastificare în câmpurile diagonale întinse) sau prin forfecare plastic. Proiectarea acestor sisteme structurale este reglementat în normele americane AISC 2005. Cadre contravantuite excentric. Caracteristica principala a acestor sisteme este ca cel puin un capt al fiecrei contravântuiri este prins de grinda astfel încât fora axiala din contravântuire este transmisa sistemului structural prin intermediul unui segment scurt de grinda, denumit bara disipativ (link), solicitat la forfecare si încovoiere.

bar vertical de legtur

7

Figura C6.3. Sisteme constructive cu contravântuiri excentrice.

Avantajul cadrelor cu contravântuiri excentrice (Figura C 6.3)consta in faptul ca printr-o alctuire si dimensionare corespunztoare a sistemului structural, se pot obine performante de rigiditate similare celor oferite de cadrele cu contravântuiri centrice, simultan cu caracteristici de ductilitate specifice cadrelor necontravantuite. Structuri de tip pendul inversat Aceste structuri sunt caracteristice pentru castele de apa, platforme sau structuri parter care susin greutati mari, cum ar fi cele pentru silozuri, buncre, etc. Structuri metalice asociate cu nuclee sau perei de beton armat La aceste structuri, forele orizontale sunt preluate in principal de diafragme sau nuclee de beton armat (tabel 6.3.e). Cadrele metalice, de regula necontravantuite, se dimensioneaz din aciuni gravitaionale. Calculul elementelor din beton armat se face in conformitate cu prevederile din cap 5 (P100-1/2004). Calculul structurii metalice se face in conformitate cu prevederile din STAS 10108-0/78, respectiv Eurocode 3, partea 1.1 si Eurocode 3, partea 1.8. In cazul structurilor nesimetrice, sau simetrice dar cu o distribuie excentrica a maselor trebuie prevzute masuri constructive pentru preluarea efectelor de torsiune deoarece nucleul de beton armat nu asigura întotdeauna rigiditatea la torsiune necesara. In acest caz se recomanda realizarea unei analize 3D. Este de ateptat ca sa fie necesara introducerea unor contravântuiri verticale in structura metalica, de preferat in cadrele perimetrale, caz in care aceste structuri vor trebui dimensionate in conformitate cu prevederile corespunztoare din P100-1/2004, daca se dimensioneaz ca structuri de clasa H sau M, respectiv in conformitate cu STAS 10108-0/78 daca se dimensioneaz ca structuri de clasa L. Structuri duale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravantuite). In general, in practica, pentru structura unei cldiri nu se pot folosi numai cadre contravantuite, acestea asociindu-se cu cadre necontravantuite. In situaia in cadre cadrele necontravantuite sunt proiectate sa preia cel puin 25% din aciunile orizontale, sistemul structural compus din aceste cadre necontravantuite si cele contravantuite se numete sistem dual. În principiu, un sistem dual se poate obine prin combinarea cadrelor contravantuite i necontravântuite în acelai plan (structur 2D), sau în plane diferite (structur 3D), conlucrarea fiind asigurat de efectul de diafragm a planeului. Se pot realiza structuri duale prin combinarea cadrelor necontravantuite cu cadre contravantuite centric cu diagonale întinse respectiv cu cadre contravantuite excentric; pentru ambele sisteme compuse, in normativul P100-1/2004 sunt prevzute valorilor factorilor de comportare q. Se pot realiza cadre duale si prin combinarea cadrelor necontravantuite cu cadre cu contravântuiri centrice in V. Normativul P100-1/2004 si Eurocode 8, partea 1 (EN1998-1.1) nu conin prevederi specifice pentru evaluarea factorului q in aceasta situaie. Normativul american Uniform Building Code (UBC 1997) nu face

8

distincie intre cadrele duale cu contravântuiri centrice cu diagonale in X respectiv cu diagonale in V. In acest context, pentru acest tip de structuri duale, se pot folosi valorile factorului q date in P100-1/2004 pentru cadrele duale cu contravântuiri întinse, dar se recomanda verificarea rspunsului la aciunea seismica printr-o analiza statica neliniar sau dinamica neliniar. C.6.3.2 Factori de comportare

(1-2) Semnificaia factorului de comportare q a fost prezentat în paragraful C6.2, respectiv Figura C 6.1. Valorile factorului q asociate diferitelor tipuri de structuri sunt prezentate în tabelul 6.3 din P100-1/2004. Valorile din tabel pot fi utilizate cu condiia respectrii criteriilor de ductilitate i suprarezistent precizate în paragrafele 6.5-6.10, respectiv cele cu privire la calitatea materialelor din capitolul 6.2 i a calitatea execuiei 6.11. Se subliniaz faptul c totodat, este necesar satisfacerea criteriilor de regularitate a structurii, precizate în capitolul 4.4.3. În situaia în care structura are neregulariti în elevaie, valorile factorului de comportare q date în tabel se reduc cu 20%. Aceast reducere rezid în faptul c neregularitatea pe vertical (nivele cu rigiditate i/sau rezisten substanial diferite de nivelele adiacente) poate genera apariia unor mecanisme plastice de nivel. În cazul în care structura prezint neregularitate atât în plan, cât i pe vertical, valoarea factorului q de referin (dat în tabelul 3 din P100-1/2004) se reduce cu 30%, vezi paragraful 4.4.3.1. (3-4) Raportul αu/α1 ale crui valori sunt prezentate în tabelul 6.3 pentru diverse tipuri de structuri din P100-1/2004, reprezint în fapt redundana structural definit prin factorul qR, definit în Figura C 6.1. Teoretic, acest raport are valoarea 1 doar în cazul cadrelor static determinate, care pot forma o singur articulaie plastic. Valori mai exacte ale raportului αu/α1 se pot determina printr-o analiz static neliniar (pushover), caz în care îns acest raport nu poate depi limita de 1.6. (5) Factorul q se va determina independent pentru fiecare direcie, în funcie de tipul structural considerat, cu valorile date în tabelul 6.3 din normativ. În principiu, se recomand ca structura s fie conformat astfel, încât s aib rigiditi i capaciti de deformare în domeniul post-elastic comparabile pe cele dou direcii; sunt îns numeroase situaiile în practic în care pe o direcie se utilizeaz cadre necontravântuite, iar pe cealalt cadre contravantuite sau duale.

C.6.4 Calculul structurii

(1-2) O structur bine conformat pentru a prelua aciunile seismice trebuie s asigure prin alctuire, calcul, dimensionare i detalii constructive un echilibru între rezisten, rigiditatea i ductilitatea elementelor structurale i a îmbinrilor acestora. În acest context, calculul structurii se realizeaz în ipoteza c toate elementele structurale componente sunt active. Excepie fac structurile în cadre contravantuite centric cu diagonale care lucreaz numai la întindere (în X sau alternante). În aceste structuri, dac nu se efectueaz proiectarea pe vaza unui calcul neliniar, diagonala comprimat nu particip la preluarea aciunii seismice. Spre exemplu, în cazul unei analize elastice cu fore seismice echivalente, se vor considera doar diagonalele întinse pentru un sens al forelor; vor fi deci dou modele structurale pentru cele dou sensuri ale aciunii seismice. În cazul unei analize elastice spectrale, se pot utiliza cele dou modele structurale menionate anterior, dar eforturile i reaciunile de calcul se vor obine din înfurtoarea rezultatelor celor dou analize structurale. În calculul structurii, la modelarea acesteia, se va ine seama de efectul de diafragm orizontal al planeelor, care se vor proiecta ca atare în conformitate cu prevederile de 4.4.1.6. În cazul în care se accept îmbinri semirigide i/sau parial rezistente, în analiza global static sau dinamic se va ine seama rigiditate îmbinrilor i capacitatea real a acestora.

9

C.6.5 Reguli pentru comportarea disipativ a structurilor

C.6.5.1-C.6.5.4 Ductilitatea unei structuri solicitat la aciunea seismic implic capacitatea structurii de a disipa energia indus de micarea seismic prin deformaii plastice. În calculul plastic al structurilor, ductilitatea structural definete capacitatea structurii de a dezvolta deformaii în domeniul post-elastic fr o reducere semnificativ a capacitii de rezisten. Prin structuri disipative (clasele de ductilitate H i M) se îneleg acele structuri, la care, prin proiectare i execuie se asigur cerinele de ductilitate la nivelul: materialului, seciunilor, elementelor structurale, îmbinrilor i a structurii pe ansamblu. Structurile disipative se proiecteaz în aa fel, încât deformaiile plastice s fie dirijate în anumite zone ale structurii, în funcie de tipul structurii (vezi C.6.3.1). În general, într-o structur exist componente care pot avea o comportare fragil (de exemplu uruburile i sudurile în îmbinri), sau care trebuie s aib o comportare preponderent elastic pentru asigurarea stabilitii generale a structurii (de exemplu stâlpii), crora, prin proiectare, trebuie s li se asigure o suprarezistent suficient pentru a rmâne în domeniul elastic chiar i dup intrarea în domeniul post-elastic a elementelor disipative. Elementele disipative (care conin zone disipative) vor fi dimensionate din punct de vedere a rezistenei i stabilitii în aa fel, încât s poat intra în lucru în domeniul post-elastic, la nivelul de solicitare corespunztor factorului de comportare q asumat. În principiu, aceste elemente, în zonele disipative nu trebuie supradimensionate. Exist situaii, în care pentru a se dirija i controla deformaiile plastice, se recurge la o reducere a capacitii de rezisten a elementelor ductile în zonele disipative (exemplu: grinzi cu seciune redus în vecintatea îmbinrilor cu stâlpii; contravântuiri comprimate realizate din oel de marc inferioar fa de restul structurii, etc.) Ductilitatea de material. În cazul oelului, cerinele de ductilitate de material se exprim prin intermediul alungirii specifice la rupere, respectiv prin raportul dintre rezistena la rupere i rezistena minim de curgere; aceste cerine sunt specificate în capitolul 6.2 din cod, respectiv în C.6.2 din prezentele comentarii. Ductilitatea de seciune. În cazul elementelor solicitate la întindere, ductilitatea seciunii este asigurat de ductilitatea materialului. În cazul elementelor structurale solicitate la compresiune i/sau încovoiere, ductilitatea de seciune depinde de supleea pereilor care compun seciunea i de ductilitatea de material. În funcie de supleea peretelui, exprimat prin raportul lime/grosime, pereii comprimai i/sau încovoiai, se încadreaz în patru clase de seciuni, de la unu la patru. Criteriile de clasificare a seciunilor pentru clasele 1-3 sunt date în tabelul F.1 din cod, fiind preluate din Eurocode 3, partea 1-1 (EN 1993-1-1). Pereii de clas 4 sunt cei cu suplei mai mari decât valorile corespunztoare clasei 3 de seciune. Pereii din clasa 4 comprimai i/sau încovoiai, în care tensiunile de compresiune sunt mai mari decât tensiunea critic de voalare, se consider c lucreaz în cadrul seciunii cu caracteristici geometrice reduse (eficace). Calculul acestor perei (seciuni) se face cu metoda limii eficace, în conformitate cu prevederile NP 012-1997, respectiv Eurocode 3 partea 1-3 (EN 1993-1-3) i Eurocode 3 partea 1-5 (EN 1993-1-5). Seciunile se clasific în funcie de clasa pereilor componeni. Peretele de clasa cea mai mare (cea mai supl) d clasa seciunii. În se prezint intuitiv, pentru o seciune solicitat la încovoiere, relaia moment-curbur, pentru cele patru clase de seciune.

10

M

θ

Mpl

Clasa 4 Clasa 3

Clasa 2 Clasa 1

Mel

Figura C 6.4. Relaia moment-curbur pentru clasele de seciune 1-4.

Clasa de seciune a elementelor structurale componente este un factor esenial pentru definirea clasei de ductilitate a structurii. În tabelul 6.4 din P100-1/2004 se prezint relaia dintre clasele de ductilitate a structurii i clasele de seciune (vezi Tabelul 1). Pentru relaionarea claselor de seciune cu factorul de comportare q, se va face corelarea între tabelul 6.3 i 6.4 din P100-1/2004.

Tabelul 1. Relaia dintre clasa de ductilitate i clasa de seciune

Clasa de ductilitate Clasa de seciune H clasa 1 M clasa 2 sau 1 L clasa 3, 2 sau 1

Structurile realizate din sau cu elemente structurale de clas 4 se vor dimensiona numai în domeniul elastic, cu un factor de comportare q egal cu 1, luând în considerare caracteristicile geometrice ale seciunii eficace (vezi i capitolul 6.2). Ductilitatea elementelor structurale solicitate la întindere este dat de ductilitatea de material. În cazul elementelor comprimate i/sau încovoiate, ductilitatea elementelor structurale se definete prin capacitatea de rotire plastic pentru grinzi, stâlpi, contravântuiri comprimate, bare disipative lungi, respectiv capacitatea de deformare plastic la forfecare pentru bare disipative scurte. Ductilitatea elementelor structurale depinde de ductilitatea de material, de ductilitatea de seciune, de tipul de solicitare, de zvelteea i modul de rezemare a elementului structural. În principiu, ductilitatea elementului structural exprim capacitatea acestuia de a se deforma în domeniul postelastic. Ductilitatea îmbinrilor se exprim prin capacitatea de rotire în domeniul plastic a acestora. Normele de calcul actuale între care Eurocode 8, partea 1 (EN 1998-1) i AISC 2005, precum i P100-1/2004 impun pentru încadrarea îmbinrilor în clasele de ductilitate H sau M valori minime ale capacitii de rotire plastic. Aceste norme nu conin îns metode evaluare prin calcul a capacitii de rotire plastic, impunându-se încercri experimentale. Documentul FEMA 350 i norma ANSI/AISC 358-05 din Statele Unite conin recomandri i criterii de precalificare a unor tipuri de îmbinri rigl-stâlp pentru cadre necontravântuite în clasele de ductilitate H, M i L. În ghidul de proiectare GP 082/2003, publicat în buletinul Construciilor nr. 16 din 2004, se prezint în conformitate cu FEMA 350, soluii constructive i parametri pentru proiectarea îmbinrilor ductile la structuri metalice în zone seismice. Totodat, în acest ghid se prezint procedeul de efectuare a încercrilor experimentale în regim ciclic pentru elemente structurale i îmbinri din documentul ECCS, 1985. Trebuie îns menionat c o îmbinare structural nu se rezum numai la mijloacele de asamblare (uruburi, cordoane de sudur), ci implic interaciunea mai multor elemente componente ce aparin elementelor structurale care se îmbin. Spre exemplu, în cazul unui nod rigl-stâlp cu plac de capt

11

extins i uruburi, se evideniaz mai multe componente care îi aduc contribuia la rezistena îmbinrii (momentul încovoietor capabil), rigiditatea ductilitatea i acesteia (vezi Figura C 6.5, EN1993-1-8). Astfel, nodul este format din dou componente majore: panoul de inim al stâlpului i îmbinarea propriu-zis. La rândul su, se pot evidenia urmtoarele componente ale îmbinrii: uruburile, placa de capt, talpa stâlpului supus la încovoiere, inima stâlpului supus la compresiune i întindere, inima stâlpului supus la întindere, talpa riglei solicitat la compresiune. În funcie de tipologia nodului, numrul componentelor poate fi mai mare sau mai mic. Între aceste componente, unele (de exemplu panoul de inim al stâlpului, placa de capt, etc.) au capacitatea de a se deforma în domeniul plastic, asigurând o comportare ductil îmbinrii, altele (de exemplu uruburile i cordoanele de sudur) au o comportare fragil. Este necesar ca prin proiectare componentelor fragile s li se asigure o suprarezistent fa de elementele ductile ale îmbinrii, pentru li se asigura o comportare elastic pe toat durata aciunii seismice. Pentru a asigura o comportare ductil a unui nod per ansamblu, componenta (sau componentele) îmbinrii cu rezistena cea mai mic vor trebui s posede cele mai bune proprieti de ductilitate.

1. panou de inim solicitat la forfecare 2. îmbinare 3. componente (ex. uruburi, plac de capt, etc.) Nod = panou de inim solicitat la forfecare + îmbinare

Figura C 6.5. Componentele unui nod rigl-stâlp.

Suprarezistena i ductilitatea se asigur prin proiectare, printr-o alegere corespunztoare a materialului, printr-o corect alctuire i dimensionare a îmbinrii, dar, în acelai timp, acestea depind de calitatea execuiei. Ductilitatea structural se asociaz cu capacitatea de deformarea lateral a structurii în domeniul post-elastic pe durata aciunii seismice. Ductilitatea structural integreaz ductilitatea de material, ductilitatea seciunilor, ductilitatea elementelor structurale i a îmbinrilor. În funcie de valoarea deplasrii relative de nivel se pot stabili criterii de performan pentru proiectarea structurilor, dup modelul FEMA 356. Valorile limit ale deplasrii relative de nivel coninute în paragraful 4.6.3.2. din P100-1/2004, reprezint condiii pentru asigurarea integritii elementelor nestructurale (perei de închidere i compartimentare), i nu au legtur cu performana structural la starea limit ultim. C.6.5.5 Reguli de proiectare pentru îmbinri în zone disipative

(1) Prin concepia constructiv, dimensionare, tehnologie de execuie i controlul caliti acesteia, se vor evita concentrrile de tensiuni i apariia unor tensiuni reziduale mari în îmbinrile elementelor structurale, în special în acele componente care au un caracter fragil.

12

(2-3) P100-1/2004 nu admite formarea articulaiilor plastice în îmbinri, impunând o suprarezistent de 1.20 pentru îmbinrile realizate cu sudur în adâncime cu ptrundere complet (nivel de acceptare B conform normativ C150/1999), respectiv de 1.1γov=1.375 pentru îmbinrile realizate cu suduri în relief sau cu uruburi. Aceasta înseamn c îmbinrile rigl-stâlp ale cadrelor metalice necontravântuite trebuie proiectate astfel ca s lucreze în domeniul elastic pe durata aciunii seismice. Concomitent, norma impune cerine de ductilitate (capacitate de rotire plastic minim): 0.035 rad pentru structurile din clasa de ductilitate H i 0.025 rad pentru structurile din clasa de ductilitate M. Aceast condiie este redundant, în situaia în articulaiile plastice se formeaz în grinzile cadrului, iar îmbinrile rmân în domeniul elastic. În principiu, capacitatea de comportare ductil a îmbinrilor trebui verificat doar în cazul acestea sunt dimensionate ca îmbinri disipative. Norma europeana Eurocode 8, partea 1 (EN1998-1.1) respectiv normele americane (AISC 2002, AISC 2005) permit formarea articulaiilor plastice i în îmbinri în condiiile în care rigiditatea i capacitatea reala de rezisten sunt luate în calcul în analiza structurii i se asigur ductilitatea necesar. (4) Îmbinrile cu uruburi solicitate la forfecare vor fi realizate cu uruburi de înalt rezisten, pretensionate pentru a realiza transmiterea eforturilor prin frecare. Sunt admise îmbinri din categoriile B (lunecarea împiedecat la starea limit de serviciu) i C (lunecarea împiedecat la starea limit ultim) conform EN 1993-1.8. Suprafeele pieselor în contact vor fi prelucrate pentru a se încadra în clasele A (coeficient µ≥0.5) i B (µ≥0.4) conform EN 1090-2, respectiv normativul C133-82. În cazul îmbinrilor solicitate perpendicular pe planul acestora (cu uruburi solicitate la întindere), suprafeele pieselor în contact vor fi prelucrate pentru a se încadra în clasele B (coeficient µ≥0.4) i C (µ≥0.3) conform EN 1090-2, respectiv normativul C133-82. Aceste îmbinri se realizeaz cu uruburi de înalt rezisten pretensionate (categoria E conform EN 1993-1.8). (5) În scopul favorizrii unui comportament ductil, în cazul îmbinrilor cu uruburi solicitate în planul lor, rezistena la forfecare a uruburilor va depi cu cel puin 20% rezistena la presiune pe pereii gurii. În acest fel se asigur un mod de cedare ductil prin plastificare gurii (ovalizare plastic), evitând forfecarea tijei, care reprezint un mod de cedare fragil. (6-7) Datorit condiiilor extreme de solicitare a îmbinrilor în zone disipative ale structurilor supuse aciuni seismice, calculul i alctuirea corect a îmbinrilor trebuie s fie verificate prin încercri experimentale. Materialele, detaliile de alctuire a îmbinrii i dimensiunile elementelor structurale vor fi cât mai apropiate de cele utilizate în proiect. Modul de aplicare a încrcrii va avea un caracter ciclic. Încercrile experimentale se vor realiza în conformitate cu prevederile EN 1990 capitolul 5: "Analiza structural i proiectarea asistate de experiment" i anexa D "Proiectarea asistat de experiment", precum i cu recomandrile Conveniei Europene de Construcii Metalice (ECCS, 1985). Încercrile pe îmbinri vor trebui s confirme cu un coeficient de siguran adecvat rezistena i capacitatea de rotire plastic, conform încadrrii în clasa de ductilitate. Atunci când nu se efectueaz încercri experimentale specifice pentru un proiect dat, se pot utiliza rezultatele experimentale efectuate pe elemente similare. Totodat, se pot utiliza tipurile de îmbinri i criteriile de proiectare pentru îmbinrile precalificate conform ANSI/AISC 358-05, respectiv GP 082/2003. (8) În cazul îmbinrilor de cu uruburi înalt rezisten pretensionate, care lucreaz în planul lor, pentru a ine seama de posibilitatea lunecrii pieselor, ca efect al solicitrii ciclice, îmbinrile se vor verifica i ca îmbinri cu uruburi obinuite, în concordan cu prevederile cu STAS 10108/0-78, respectiv EN 1993-1.8. (9) Datorit rigiditii i capacitii de deformare substanial diferite a îmbinrilor cu uruburi i a celor sudate, nu se admit soluii constructive hibride, la care preluarea i transmiterea eforturilor se realizeaz simultan prin uruburi i cordoane de sudur. Pentru premontaj, pot fi îns folosite fie uruburi, fie suduri de solidarizare, cu condiia s nu fie luate în considerarea la dimensionarea îmbinrii propriu-zise.

13

C.6.5.6 Reguli de proiectare pentru uruburile de ancoraj

(1) Soluia de prindere a stâlpilor în fundaie, de regul se dimensioneaz pentru a asigura îmbinrii de la baza stâlpului o suprarezistent care s menin componentele acesteia în domeniul elastic pe tot parcursul aciunii seismice. Eventualele articulaii plastice vor putea s se formeze numai în stâlpi, în vecintatea îmbinrii, dar nu în aceasta. Componentele îmbinrii de la baza stâlpului sunt uruburile de ancoraj, placa de baz, traversele i rigidizrile (atunci când exist). Pentru realizarea condiiei de suprarezistent, îmbinarea de la baza stâlpilor se va dimensiona sub efectul eforturilor determinate conform relaiei 4.23 din P100-1/2004. (2) În eventualitatea în care se urmrete realizarea unei îmbinri ductile pentru prinderea stâlpului în fundaie, se recomand asigurarea unei zone deformaie liber a uruburilor de ancoraj de minim 5d, unde d este diametrul tijei urubului. Materialul din care sunt confecionate uruburile de ancoraj, va îndeplini condiiile de ductilitate specificate în P100-1/2004 capitolul 6.2. (3) În cazul în care îmbinrile de la baza stâlpilor s-ar proiecta ca îmbinri ductile, este de preferat s se evite strile complexe de tensiune în uruburile de ancoraj (întindere i forfecare). În acest scop, P100-1/2004 recomand fora tietoare s nu se transmit prin uruburile de ancoraj. În caz contrar, când îmbinarea are suprarezistena asigurat de relaia 4.23 din P100-1/2004, verificarea uruburilor de ancoraj, se va face pentru efectul combinat al eforturilor de întindere i forfecare, în conformitate cu prevederile STAS 10108/0-78, respectiv EN 1993-1.8.

14

C.6.6 Cadre necontravântuite

C.6.6.1 Criterii de proiectare

(1-3) Asigurarea unei capaciti maxime de disipare a energiei seismice are loc în cazul în care mecanismul plastic de tip global. În cazul cadrelor necontravântuite, aceast condiie corespunde formrii articulaiilor plastice la capetele grinzilor, precum i la baza stâlpilor i la partea superioar a stâlpilor de la ultimul nivel.

C.6.6.2 Grinzi

(1-2) În cazul cadrelor necontravântuite, grinzile reprezint elementele disipative principale. Disiparea energiei seismice are loc prin formarea articulaiilor plastice din încovoiere la capetele grinzilor. Dezvoltarea momentului plastic capabil al seciunii i asigurarea capacitii de rotire sunt influenate de rigiditatea elementului, supleea pereilor seciunii, precum i prezena unor fore importante de compresiune i/sau forfecare. De aceea, P100-1/2004 prevede dispunerea unor legturi laterale suficiente pentru a împiedica pierderea stabilitii generale a grinzii prin încovoiere-rsucire în ipoteza formrii articulaiei plastice la unul dintre capetele grinzii. În zonele disipative, seciunile vor fi de clas 1 pentru clasa H de ductilitate a structurii i de clas 1 sau 2 pentru clasa M de ductilitate a structurii. Pentru ca momentul capabil al seciunii i capacitatea de rotire s nu fie diminuate, fora axial va fi limitat la 15% din fora axial plastic a seciunii, iar fora tietoare va fi limitat la 50% din fora tietoare plastic capabil (vezi relaiile 6.3 i 6.4 din P100-1/2004). În cazul în care fora axial i/sau fora tietoare din grind nu respect condiiile (6.3) i (6.4) din P100-1/2004, grinda nu poate fi considerat element disipativ la încovoiere. În cazul unui calcul structural elastic, forele tietoare sunt substanial subevaluate fa de nivelul forelor tietoare din structura care rezult în domeniul plastic sub aciunea încrcrii seismice. De aceea, determinarea forei tietoare din grinzile disipative se face în ipoteza formrii articulaiilor plastice la cele dou capete al grinzii (conform relaiei 6.5 din P100-1/2004). (3) În cazul structurilor slab disipative (clasa L de ductilitate), elementele structurale pot fi realizate cu seciuni de clas 3. În acest caz, caracteristicile plastice ale seciunii vor fi înlocuite cu cele elastice. (4-5) Pentru a preîntâmpina pierderea stabilitii generale prin încovoiere-rsucire a grinzilor, acestea vor fi fixate lateral, la talpa superioar i inferioar. Distanele maxime dintre aceste reazeme laterale se determin conform STAS 10108/0-78 i P100-1/2004, paragraful 6.6.2(1). Suplimentar, legturile laterale trebuie dispuse în zonele în care este posibil formarea articulaiilor plastice. P100-1/2004 conine relaii pentru determinarea rezistenei necesare a acestor prinderi laterale. Studiile efectuate în SUA (AISC 2005, FEMA 350) indic faptul c în cazul în care grinzile sunt realizate ca i grinzi mixte oel-beton, prinderea dintre talpa superioar i placa de beton armat asigur o legtur lateral suficient pentru dezvoltarea unor deformaii plastice corespunztoare unor deplasri relative de nivel de 0.04 radiani. Prinderi suplimentare sunt necesare numai în cazul unor cerine de ductilitate mai ridicate. (6) Asigurarea suprarezistenei îmbinrilor grind-stâlp poate conduce în multe cazuri la soluii neeconomice. O alternativ o constituite reducerea limii tlpilor grinzii în apropierea zonei de îmbinare grind-stâlp, prevzut în P100-1/2004, (Figura C 6.6)Detalii de alctuire i relaii de calcul pentru aceast soluie sunt disponibile în FEMA 350, ANSI/AISC 358-05 i GP 082/2003.

15

Figura C 6.6. Grind cu seciune redus .

C.6.6.3 Stâlpi

(1) Stâlpii care fac parte din structura principal de rezisten trebuie s posede o rezisten suficient pentru a evita plastificarea lor sub efectul aciunii seismice de calcul (vezi C.6.5.1-C.6.5.4). Excepie fac seciunile stâlpilor în care se permit formarea articulaiilor plastice, respectiv la baza stâlpilor i la partea superioar a stâlpilor de la ultimul nivel (vezi C.6.6.1). Pentru asigurarea suprarezistenei necesare a stâlpilor, eforturile de calcul se obin prin însumarea eforturilor din componenta seismic amplificate cu factorul 1.1γovΩM i a celor din componenta gravitaional, conform relaiilor (6.6) din P100-1/2004. În cazul în care valoarea ΩM nu se determin printr-un calcul detaliat, se pot adopta valorile recomandate în anexa F.4 din P100-1/2004. Trebuie îns precizat c valorile factorilor recomandai în tabelul F.2 din anex corespund produsului 1.1γovΩM (de exemplu, 1.1γovΩM=3 pentru cadre necontravântuite). Întrucât este posibil ca nu întotdeauna condiiile de suprarezisten introduse prin relaiile (6.6) s conduc la evitarea apariiei articulaiilor plastice în stâlpi, se recomand, ca, dac proiectarea nu are la baz un calcul în domeniul inelastic, s se fac i verificarea condiiei de grind slab – stâlp tare, în conformitate cu prevederile din AISC 2005. (2) Verificarea de rezisten i stabilitate a stâlpilor se va efectua conform STAS 10108/0-78. Pentru determinarea lungimilor de flambaj ale stâlpilor structurilor multietajate se pot folosi prevederile din anexa F.5. (4) Transferul eforturilor de la grind la stâlp se va face inând seama de modul real de lucru al îmbinrii grind-stâlp: îmbinare rigid cu rezisten total, caz în care structura se consider continu, transferul momentului plastic încovoietor de pe grind pe stâlp fiind complet; îmbinare semirigid parial rezistent, caz în care structura este semi-continu, capacitatea de transfer a îmbinrii fiind parial în raport cu momentul plastic capabil al grinzii. (5) Încercrile experimentale realizate pe noduri grind-stâlp au demonstrat c panoul de inim al stâlpului are un aport important la ductilitatea total a nodului. Dei panoul de inim al stâlpului are un comportament ductil, deformaiile excesive ale acestuia au un efect defavorabil asupra comportrii de ansamblu al nodului. De aceea, pentru a evita dimensionarea unor panouri de inim a stâlpului prea

16

slabe, P100-1/2004 impune verificarea relaiei (6.8). Fora tietoare de calcul din panou se determin în ipoteza formrii articulaiilor plastice în grinzile adiacente, pe baza momentelor plastice capabile. Pentru determinarea rezistenei panoului de inim al stâlpului, se iau în considerare rezistena la forfecare a inimii stâlpului, precum i aportul tlpilor stâlpului, conform relaiilor (6.9-6.10 din P100-1/2004). Relaiile pentru determinarea rezistenei la forfecarea a panoului de inim al stâlpului in seama de reducerea rezistenei în prezena unor fore axiale mari ( Rd,plEd N75,0N > ). Creterea rezistenei la forfecarea a panoului de inim al stâlpului poate fi obinut prin dispunerea unor plci suplimentare (de dublare), vezi Figura C 6.7.

Figura C 6.7. Plci de dublare pentru panourile de inim, AISC 2005.

(6) Pentru asigurarea rezistenei i ductilitii panoului de inim, este necesar evitarea voalrii acestuia. În acest scop grosimea inimii stâlpului i a plcilor de dublare (atunci când sunt folosite) trebuie s respecte relaia (6.11) din P100-1/2004. În cazul în care inima stâlpului i/sau plcile de dublarea nu satisfac aceast grosime, acestea pot fi solidarizate prin intermediul unor suduri în guri, astfel ca suma grosimilor inimii i a plcilor de dublare s satisfac relaia (6.11) din P100-1/2004, vezi Figura C 6.8.

Figura C 6.8. Solidarizarea inimii stâlpului i a plcilor de dublare, AISC 2005.

plci suplimentare pe inim

suduri în guri

rigidizri de continuitate

17

(7-9) Asigurarea rezistenei i rigiditii nodurilor grind-stâlp necesit, în general, dispunerea pe ambele pri ale stâlpului a unor rigidizri de continuitate la nivelul tlpilor grinzii. Aceste rigidizri asigur transferul solicitrilor de la tlpile grinzii la stâlp. Rigidizrile servesc de asemenea i la delimitarea panoului de inim al stâlpului, care reprezint o zon puternic solicitat. Rigidizrile vor fi proiectate astfel ca s posede o rezisten cel puin egal cu cea a tlpilor grinzii. (10) În zona îmbinrii rigl-stâlp, tlpile stâlpului trebuie legate lateral. Aceste legturi laterale pot fi realizate prin intermediul contravântuirilor, grinzilor, planeelor de beton, etc. În cazul în care nu exist astfel de elemente în structur, se vor dispune elemente speciale, care trebuie posede o rezisten de minim 0,02 fy tf b (tf, b – dimensiunile tlpii grinzii). C.6.6.4 Îmbinri grind-stâlp

(1-2) La cadrele necontravântuite zonele disipative sunt amplasate la capetele grinzilor. P100-1/2004 nu permite formarea articulaiilor plastice în îmbinri. Prin asigurarea unei suprarezistene fa de zona disipativ, îmbinrile sunt proiectate s lucreze în domeniul elastic pe toat durata aciunii seismice. Pentru îndeplinirea cerinelor de siguran la starea limit ultim sub efectul încrcrii seismice, zonele plastice potenial (zonele din grinzi adiacente îmbinrilor grind-stâlp) trebui s posede o capacitate de rotire plastic adecvat (0.035 radiani pentru clasa de ductilitate H i 0.025 radiani pentru clasa de ductilitate M). În cazul în care îmbinrile nu au o suprarezistent suficient (sunt parial rezistente), articulaiile plastice se formeaz în îmbinri (situaie permis de normele seismice europene i cele americane: EN1998-1.8, respectiv AISC 2005). În acest caz, îmbinrile trebuie s posede capacitile de rotire specificate anterior. Determinarea capacitii de rotire a îmbinrilor trebuie demonstrat prin încercri experimentale. În cazul în care îmbinrile sunt suprarezistente fa de zonele disipative din grinzi, iar grinzile sunt proiectate conform capitolului 6.6.2 din P100-1/2004, capacitatea de rotire în articulaiile plastice din grinzi poate fi considerat adecvat. Capacitatea de rotire θp a îmbinrilor sau a zonelor din grinzi adiacente îmbinrilor, se determin cu

relaia l5,0p

δθ = , unde δ reprezint deformaia grinzii la mijlocul deschiderii, iar l este deschiderea

grinzii (vezi Figura C 6.9). δ

0.5l 0.5l

Figura C 6.9 Deformarea grinzii δδδδ pentru calculul θθθθp.

Capacitatea de rotire θp în articulaiile plastice trebuie asigurate pentru o încrcare ciclic, fr o degradare de rezisten i rigiditate mai mare de 20% (vezi Figura C 6.10). Aceast cerin este valabil independent de amplasarea articulaiei plastice (îmbinare sau grind). Deformaia elastic a stâlpului nu trebuie luat în considerarea la determinarea lui θp. În cazul în care panoul de inim al stâlpului se plastific, contribuia acestuia la capacitatea de rotire total nu trebuie s depeasc 30%.

18

Mom

ent î

ncov

oiet

or

-0.035 0 0.035 Rotire, rad

Figura C 6.10. Nivelul de acceptare al degradrii de rezisten, AISC 2005.

C.6.6.5 Îmbinrile de continuitate ale stâlpilor

Îmbinrile de continuitate ale stâlpilor sunt îmbinri prin contact, fora de compresiune considerând c se transmite direct între feele transversale. Calculul se face în conformitate cu prevederile din GP 016-97. Amplasarea îmbinrilor trebuie astfel alese încât îmbinarea s poat fi executat cu uurin, direct de pe planeu.

C.6.7 Cadre contravantuite centric

C.6.7.1 Criterii de proiectare

(1-3) Cadrele contravantuite centric disipeaz energia seismic prin deformaii plastice axiale ale contravântuirilor. Încercrile experimentale pe contravântuiri solicitate la încrcri ciclice axiale au artat c dup producerea flambajului în domeniul plastic, fora capabil de compresiune scade dramatic în ciclurile de încrcare succesive, ceea ce conduce la reducerea dramatic a energiei disipate prin deformaiile de compresiune. Astfel, preluarea forelor laterale seismice i disiparea energiei are loc preponderent în contravântuirile întinse. Pentru a asigura o comportare uniform a structurii per ansamblu, pentru ambele sensuri ale aciunii seismice, proiecia orizontal a ariei contravântuirilor ascendente trebuie s fie cât mai apropiat de cea a contravântuirilor descendente (vezi relaia 6.15 din P100-1/2004).

M0.035≥0.8Mp

M0.035≥0.8Mp

19

Figura C 6.11 Diagrama ciclic for-deplasare pentru o contravântuire, AISC 2005.

C.6.7.2 Criterii de proiectare

(1) Contravântuirile reprezint elementele disipative la cadrele contravantuite centric, ceea ce implic reducerea semnificativ a capacitii portante la compresiune în urma deformaiilor plastice care au loc în timpul unui cutremur. De aceea, dup încetarea efectelor aciunii seismice, când contravântuirile sunt practic scoase din uz, preluarea încrcrilor gravitaionale trebuie s fie asigurat doar de grinzi i stâlpi, fr a ine cont de prezena contravântuirilor. (2-3) Datorit reducerii semnificative a rezistenei contravântuirilor comprimate în urma flambajului plastic, contribuia contravântuirilor comprimate la preluarea forelor orizontale din aciunea seismic este redus. Pentru a ine cont de acest aspect într-un calcul elastic, la modelarea structurii se consider doar contravântuirile întinse. Excepie fac structurile cu contravântuiri în V, la care atât contravântuirile întinse, cât i cele comprimate se consider active. Pentru detalii asupra modului practic de efectuare a calcului structural i de determinare a eforturilor, vezi C6.4(1-2). În cazul în care se efectueaz un calcul neliniar static sau dinamic, se pot considera atât contravântuirile întinse, cât i cele comprimate, în urmtoarele condiii: • modelul inelastic al contravântuirii comprimate trebuie s reflecte comportarea acesteia înainte i

dup flambaj (vezi Figura C 6.11) • modelul de comportarea a contravântuirii comprimate trebuie s aib la baz justificri teoretice i

experimentale adecvate.

20

C.6.7.3 Calculul diagonalelor

(1-3) Pentru toate sistemele de contravântuiri centrice, zvelteea adimensional a barelor contravântuirilor λ se limiteaz superior la 2.0, pentru a preveni flambajul prematur al contravântuirii comprimate. Zvelteea adimensional se determin conform relaiei:

y

cr

Af

Nλ =

unde: A – Aria seciunii transversale a contravântuirii fy – limita de curgere nominal

Ncr – fora critic de flambaj minim, 2

2crcr

EIN

Lπ=

În cazul contravântuirilor cu diagonale în X, zvelteea adimensional λ va fi mai mare decât 1.3, pentru a evita suprasolicitarea stâlpilor în faza premergtoare flambajului diagonalei comprimate (atunci când sunt active atât diagonale întinse, cât i cele comprimate). Relaia dintre zvelteea λ (aa cum este definit în STAS 10108/0-78) i zvelteea adimensional λ este urmtoarea:

y

Ef

λ π λ

= ⋅

Informativ, pentru un oel OL37 cu limita de curgere fy = 235 N/mm2, limitarea 1.3 2.0λ< ≤ corespunde la 120 190λ< ≤ . (4-5) Contravântuirile solicitate la întindere se dimensioneaz astfel încât efortul plastic capabil al seciunii transversale Npl,Rd s fie mai mare decât efortul maxim din combinaia seismic NEd. Pentru sistemele cu contravântuiri în V, diagonalele comprimate se vor verifica conform STAS 10108/0-78 la flambaj. (6) Întrucât la sistemele contravantuite centric diagonalele reprezint elementele disipative, îmbinrile acestora trebuie s posede o suprarezistent suficient, conform capitolului 6.5.5 din P100-1/2004. (7) Pentru a se asigura un mecanism plastic global, diagonalele active ale sistemului de contravântuiri trebuie s fie astfel dimensionate, încât sub aciunea forelor seismice s se plastifice în totalitate (pe toat înlimea structurii). În acest scop, se recomand ca valorile maxim i minim ale rapoartelor ΩN

i s nu depeasc 25%. Aceast condiie este dificil de respectat în cazul cldirilor cu multe niveluri, la care aciunea vântului poate impune cerine de rezisten i rigiditate diferite fa de aciunea seismic. În cazul în care nu este posibil respectarea cerinei de uniformitate a contravântuirilor, performana seismic a structurii va fi confirmat printr-un calcul inelastic. C.6.7.4 Calculul grinzilor i stâlpilor

(1) La cadrele contravantuite centric, grinzile i stâlpii sunt elemente nedisipative. Pentru a preîntâmpina deformai plastice în aceste elemente, acestea trebuie s posede o suprarezistent suficient fa de elementele disipative (contravântuirile). Eforturile de calcul în stâlpi i grinzi se obin prin însumarea eforturilor din componenta seismic amplificate cu factorul 1.1γovΩN i a celor din componenta gravitaional, conform relaiilor (6.16) din P100-1/2004. (2) În cazul cadrelor cu contravântuiri în V inversat, rezistena grinzii la fore gravitaionale trebuie asigurat în eventualitatea c în urma aciunii seismice contravântuirile au cedat prin flambaj. În acest scop, calculul grinzii se va face fr a considera reazemul intermediar asigurat de contravântuiri.

21

În cazul cadrelor cu contravântuiri în V, efectul forei neechilibrate din diagonala comprimat care poate flamba sub efectul aciunii seismice, se aplic pe grind considerând: • pentru diagonala întins o for egal cu rezistena plastic a seciunii Npl,Rd • pentru diagonala comprimat o for egal cu 0.3Npl,Rd În urma compunerii, cele dou fore din diagonale vor genera o for transversal i una axial pe grind. Grinda trebuie s fie verificat pentru a rezista sub efectul acestor fore. (3) Buna funcionare a sistemelor cu contravântuiri în V este asigurat de împiedecarea pierderii stabilitii generale a grinzii. În acest scop se vor prevedea legturi laterale la nivelul tlpilor grinzii în seciunea de intersecie cu diagonalele.

C.6.8 Cadre contravântuite excentric

(1-4) La cadrele contravântuite excentric zonele disipative sunt localizate în barele disipative (linkuri). Celelalte elemente ale cadrelor contravântuite excentric trebuie s rmân preponderent în domeniul elastic sub efectul forelor care se pot dezvolta prin plastificarea i ecruisarea barelor disipative. Elementele componente ale cadrelor contravântuite excentric sunt prezentate în Figura C 6.12. Funcie de lungimea barei disipative, comportarea plastic a acesteia poate fi dominat de forfecare (pentru bare disipative scurte) sau de încovoiere (pentru bare disipative lungi). Barele disipative pot fi orizontale (pe lungimea grinzii, vezi Figura C 6.12 i-iii) sau verticale (exterioare grinzii, vezi Figura C 6.12 iv). Pentru a evita concentrarea deformaiilor plastice într-un numr redus de bare disipative, este necesar asigurarea unui mecanism plastic global. Pentru aceasta, nivelul de solicitare al barelor disipative sub efectul aciunii seismice, trebuie s fie cât mai uniform.

22

(i) (ii)

(iii) (iv) legend: a = bar disipativ (link) b = poriunea de grind exterioar barei disipative c = contravântuire d = stâlp

Figura C 6.12. Exemple de cadre contravântuite excentric, AISC (2005)

C.6.8.2. Calculul barelor disipative

(1) Inima barelor disipative se va realiza fr plci de dublare , deoarece este posibil ca acestea s nu participe corespunztor la mecanismul plastic al barei disipative. De asemenea, prezena gurilor are un efect defavorabil asupra comportrii plastice a barelor disipative, de aceea acestea nu sunt permise. (2-10) Rspunsul inelastic al barelor disipative depinde semnificativ de lungimea barei disipative, definit prin raportul Mpl,link/Vpl,link. Atunci când lungimea barei disipative este mai mic decât 1.6Mpl,link/Vpl,link (bare disipative scurte), rspunsul inelastic va fi dominat de forfecare. Dac lungimea barei disipative este mai mare decât 3Mpl,link/Vpl,link (bare disipative lungi), rspunsul inelastic va fi dominat de încovoiere. Pentru lungimi de intermediare ale barei disipative, rspunsul inelastic este caracterizat atât de forfecare, cât i de încovoiere (bare disipative intermediare). Capacitatea de deformare plastic a barelor disipative este în general mai mare pentru barele disipative scurte.

23

Încercrile experimentale (AISC, 2005) au artat rotiri plastice capabile de 0.08 radiani în cazul barelor disipative scurte i 0.02 radiani în cazul barelor disipative lungi. În analiza neliniar inelastic, modelarea barelor disipative va trebui fcut în aa fel încât s respecte cât mai apropiat de realitate mecanismul de disipare proiectat: bara disipativ scurt spre exemplu lucreaz la forfecare, iar ce lung la încovoiere. Efectul forei axiale asupra rspunsului inelastic al barei disipative poate fi neglijat dac fora axial nu depete 15% din fora axial plastic capabil a barei disipative. În cazul în care nivelul forei axiale depete 15% din fora axial plastic capabil a barei disipative, fora tietoare capabil i momentul plastic capabil se vor reduce. În acest caz sunt permise doar barele disipative scurte, a cror lungime maxim este dat de relaia 6.24 (conform P100-1/2004). În cazul cadrelor contravântuite excentric la care momentele încovoietoare la cele dou capete ale barei disipative sunt egale (vezi Figura C 6.12.i), clasificarea barelor disipative (scurte, intermediare i lungi) se face cu relaiile 6.25-6.27 din P100-1/2004. În cazul cadrelor contravântuite excentric la care momentele încovoietoare la cele dou capete ale barei disipative sunt diferite (vezi Figura C 6.12.ii-iv), clasificarea barelor disipative (scurte, intermediare i lungi) se face cu relaiile 6.28-6.30 din P100-1/2004. (11-) O comportare ciclic ductil a barelor disipative se poate obine printr-o detaliere corespunztoare a rigidizrilor transversale ale inimii. În acest scop, sunt necesare rigidizri marginale pe ambele pri ale inimii (la ambele capete ale barei disipative), precum i rigidizri intermediare (vezi Figura C 6.13). La barele disipative scurte, rigidizrile intermediare au scopul de a împiedica voalarea plastic a inimii. În acest caz, distana maxim dintre rigidizrile intermediare depinde de deformaia plastic necesar a barei disipative (AISC 2005), o distan mai mic fiind necesar pentru o capacitate de deformaie plastic mai mare. La barele disipative lungi, cu lungimea cuprins între 3Mpl,link/Vpl,link i 5Mpl,link/Vpl,link este necesar s se dispun câte o rigidizare intermediar la fiecare capt al barei disipative la o distan egal 1.5b, unde b este limea tlpii, pentru a limita degradarea de rezisten datorat voalrii plastice a tlpilor i a pierderii stabilitii prin încovoiere-rsucire. În cazul în care lungimea barei disipative depete 5Mpl,link/Vpl,link nu sunt necesare rigidizri intermediare. Rigidizrile intermediare se dispun pe ambele pri ale inimii, atunci când înlimea barei disipative este mai mare decât 600 mm. În cazul barelor disipative cu înlimea mai mic de 600 mm, este permis dispunerea rigidizrilor doar pe o singur parte a inimii. Prinderea rigidizrilor de inim i tlpi se realizeaz prin suduri în relief (de col). Rigidizrile trebuie detaliate astfel încât s se evite sudura în zona de racord dintre talp i inim, aceasta putând s conduc la reducerea capacitii de deformare plastic a barei disipative prin iniierea unor fisuri în inim (AISC 2005). În general, intersecia dintre axa grinzii i cea a diagonalei va fi situat la extremitatea barei disipative, îns se accept ca aceast intersecie s fie situat în interiorul barei disipative (vezi Figura C 6.13). Nu se permite ca intersecia dintre axa grinzii i cea a diagonalei s fie situat în afara barei disipative, deoarece, datorit excentricitii, vor rezulta momente încovoietoare suplimentare în grind i contravântuiri.

24

Figura C 6.13. Elementele principale ale barei disipative (AISC 2005).

C.6.8.3 Elemente structurale care nu conin bare disipative

(1) La cadrele contravantuite excentric, stâlpii, contravântuirile i segmentele de grinzi situate în afara barelor disipative sunt elemente nedisipative. Pentru a preîntâmpina producerea deformaiilor plastice în aceste elemente, acestea trebuie s posede o suprarezistent suficient fa de barele disipative. Eforturile de calcul în elementele nedisipative se obin prin însumarea eforturilor din componenta seismic amplificate cu factorul 1.1γovΩ i a celor din componenta gravitaional, conform relaiilor (6.31) din P100-1/2004. Este îns posibil ca relaiile (6.31) s nu ofere în toate situaiile suprarezistena necesar în elementele nedisipative. De aceea, se recomand estimarea direct a eforturilor de calcul în elementele nedisipative printru-un calcul inelastic (static sau dinamic). Pentru a se asigura un mecanism plastic global, barele disipative trebuie s fie astfel dimensionate, încât sub aciunea forelor seismice s se plastifice în totalitate (pe toat înlimea structurii). În acest scop, se recomand ca diferena dintre valorile maxim i minim ale rapoartelor Ωi s nu depeasc 25%. Aceast condiie este dificil de respectat în cazul cldirilor cu multe niveluri. În cazul în care nu este posibil respectarea cerinei de uniformitate a barelor disipative, performana seismic a structurii va fi confirmat printr-un calcul inelastic. C.6.8.4 Îmbinrile barelor disipative

În cazul cadrelor contravântuite excentric de tipul celor din Figura C 6.12.i, îmbinrile grind-stâlp a grinzilor care conin bare disipative se vor dimensiona cu aceleai relaii folosite la dimensionarea grinzilor (6.31). În cazul cadrelor contravântuite excentric de tipul celor din Figura C 6.12.ii-iii, îmbinrile grind-stâlp sunt amplasate în zone plastice poteniale i necesit a atenie deosebit. Cercetrile experimentale au artat c acest tip de îmbinri sunt solicitate într-un mod diferit fa de îmbinrile grind-stâlp de la cadrele necontravântuite (AISC 2005). De aceea, modul de alctuire a îmbinrilor grind stâlp de la

intersecia dintre axa barei disipative i a diagonalei va fi la captul sau în interiorul barei disipative

rigidizri intermediare pe toat înlimea barei disipative – pe ambele pri pentru h>600 mm

rigidizri marginale pe toat înlimea barei disipative - pe ambele pri

e=lungimea barei disipative

legturi laterale la extremitile barei

disipative

25

cadrele necontravântuite nu asigur întotdeauna o comportare adecvat în cazul sunt folosite pentru îmbinri bar disipativ – stâlp la cadre contravântuite excentric.

Figura C 6.14. Exemplu al unui nod întrit bar disipativ - stâlp

Se recomand ca alctuirea i dimensionarea îmbinrilor bar disipativ – stâlp la cadre contravântuite excentric s fie validate prin încercri experimentale, sau s se asigure o suprarezisten fa de bara disipativ. În acest caz îmbinarea va fi dimensionat la eforturile corespunztoare dezvoltrii mecanismului plastic în bara disipativ, amplificate cu 1.1γov. În Figura C 6.14 este prezentat un exemplu de alctuire a unei astfel de îmbinri întrite bar disipativ – stâlp. C.6.9 Structuri de tip pendul inversat

Caracteristica principal a acestor structuri o constituie localizarea articulaiilor plastice exclusiv în stâlpi, i nivelul ridicat al forei axiale, definit de relaia NSd / Npl Rd 0,3. Aceste structuri sunt caracteristice pentru castele de apa, platforme sau structuri parter care susin greuti mari, cum ar fi cele pentru silozuri, buncre, etc. Cadrele parter, de tipul celor care se folosesc pentru hale sau platforme industriale nu se caracterizeaz, de regul, prin dezvoltarea în stâlpi a unor fore axiale care s satisfac condiia anterioar. C.6.10. Structuri metalice cu nuclee sau perei din beton armat i pentru structuri duale

C6.10.1. Structuri cu nuclee sau perei din beton armat

La aceste structuri, forele orizontale sunt preluate in principal de diafragme sau nuclee de beton armat. Cadrele metalice, de regula necontravantuite, se dimensioneaz din aciuni gravitaionale. Deoarece participarea cadrelor metalice la preluarea forelor seismice orizontale este neglijabil, acestea se verific conform STAS 10108-0/78, respectiv Eurocode 3, partea 1.1 si Eurocode 3, partea 1.8. Calculul elementelor din beton, care asigur preluarea forelor seismice, se face in conformitate cu prevederile din cap 5 (P100-1/2004). Proiectantul va avea grij ca detaliile constructive prin care se

26

soluioneaz legturile dintre structura metalic i cea din beton s respecte ipotezele de lucru menionate anterior. În cazul în care structura metalic are o contribuie semnificativ (cel puin 25%) la preluarea forelor seismice, aceasta se va proiecta pe baza prevederilor din prezentul normativ. C.6.10.2. Structuri duale (cadre necontravântuite plus cadre contravântuite)

O structur alctuit din cadre contravântuite i necontravântuite poate fi considerat dual atunci când cadrele necontravântuite au o contribuie semnificativ la preluarea forelor seismice (minim 25% din fora seismic total). Aceste structuri se proiecteaz cu un factor de reducere q unic. Cadrele contravântuite centric au o capacitate redus de disipare a energiei seismice. Structura dual, obinut prin combinarea cadrelor contravântuite centric cu cele necontravântuite are un rspuns seismic global îmbuntit, datorit redundanei i capacitii de disipare mai mari a structurii necontravântuite. În categoria structurilor duale intr i cele obinute prin combinarea cadrelor contravântuite excentric cu cadre necontravântuite. În acest caz îns, ambele structuri au o capacitate de disipare a energiei seismice comparabil, asocierea lor fcându-se de cele mai multe ori din considerente funcionale. Folosirea contravântuirilor excentrice în locul celor centrice conduce la sisteme structurale mai omogene, atât din punct de vedere a rigiditii cât i a ductilitii. În plus, impactul contravântuirilor excentrice asupra fluxurilor de circulaie în cldire este mai redus. În cazul în care participarea cadrelor necontravântuite la preluarea forelor seismice este mai mic decât 25% din fora seismic total, contribuia acestora se neglijeaz. Factorul de reducere q este cel al sistemului contravântuit, care se dimensioneaz în conformitate cu prevederile capitolelor 6.7 i 6.8. În acest caz cadrele necontravântuite se verific conform STAS 10108-0/78. C.6.11. Controlul execuiei

Asigurarea calitii execuiei unei structuri metalice solicitate seismic, i care s-a proiectat ca structur disipativ este esenial. În acest scop, la execuia i montajul structurii se recomand ca pe lâng prevederile din STAS 767/0-78 i C150-99 s se respecte prevederile din normele europene EN1090 i EN1993-1.10 (Eurocode 3 partea 1.10).

27

Bibliografie Dubina D., Grecea D., Ciutina A., Stratan A. (2000), "Influence of connection typology and loading

asymmetry", in F. Mazzolani (ed.), Moment resisting connections of steel building frames in seismic areas, E & FN SPON, p. 217-244.

Mazzolani, F.M., Moment resistant connections of steel frames in seismic areas: Design and Reliability. London: E & FN Spon, 2000.

EN 1990 "Basis of structural design". Capitolul 5: "Structural analysis and design assisted by testing" . Anexa D "Design assisted by testing".

Buletinul Construtiilor, nr. 16/2004

P100-92, (1992). "Normativ pentru proiectarea antiseismic a construciilor de locuine, social-culturale, agrozootehnice i industriale", Ministerul lucrrilor publice i amenajrii teritoriului, România.

Eurocode 8 (2003). "Design of structures for earthquake resistance. Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings". December 2003. CEN - European Committee for Standardization.

AISC (2002). "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings". American Institute of Steel Construction, Inc. Chicago, Illinois, USA.

AISC (2005). "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings". American Institute of Steel Construction, Inc. Chicago, Illinois, USA.

ANSI/AISC 358-05 (2005). "Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications", American Institute of Steel Construction, One East Wacker Drive, Suite 700, Chicago, Illinois 60601-1802.

ECCS (1985). "Recommended Testing Procedures for Assessing the Behaviour of Structural Elements under Cyclic Loads", European Convention for Constructional Steelwork, Technical Committee 1, TWG 1.3 – Seismic Design, No.45

FEMA 350, (2000). "Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment-Frame Buildings", SAC Joint Venture.

FEMA 356, (2000). "Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings", Federal Emergency Management Agency, Washington (DC).