LUCRARE DOCTORAT LINKURI

ANEXA 1

UNIVERSITATEA “POLITEHNICA” DIN TIMIŞOARA

FACULTATEA DE CONSTRUCŢII DEPARTAMENTUL DE CONSTRUCŢII METALICE ŞI

MECANICA CONSTRUCŢIILOR Ioan Curea 1, 300224 Timişoara, ROMÂNIA

Tel. /Fax. ++40.256.403932

LUCRARE - RAPORT Definirea programului experimental pentru sisteme de

contravantuiri excentrice cu link detasabil

si 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

- 2 -

Titlul tezei este formulat după cum urmează:

Studiul formării articulaţiilor plastice în elemente structurale cu

secţiune mixtă oţel-beton solicitate la încovoiere şi/sau tăiere în 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 şi 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


- 3 -

Cap.I. Introducere

I.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 P100/1-2006 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.


- 4 -

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 în funcţie de tipul şi natura

zonelor disipative. Se pot menţiona aici trei categorii:

- cadrele contravântuite centric, ca în Figura 1 a), b), d);

- cadrele contravântuite excentric, exemplu Figura 1 c);

- cadrele necontravântuite, ca în Figura 1 e).

a) b) c) d) e) Fig.1. Configuraţii uzuale de cadre contravântuite (a-d) şi necontravântuite (e).

Zonele disipative ale structurilor contravântuite centric - Figura 1 a), b), d) – sunt în

diagonalele întinse, diagonalele comprimate fiind supuse fenomenului de flambaj.

Structurile în cadre cu contravântuiri excentrice constituie o alternativă interesantă la

sistemul structural cu contravântuiri centrice. Ele sunt caracterizate printr-un efect de rigidizare

provenit din elementele de contravântuire excentrică. Prin acest sistem, fiecare grindă este divizată

în două sau mai multe părţi, care lucrează în mod diferit în cazul acţiunii seismice. Partea cea mai

scurtă, denumită şi „link” sau element de legătură, reprezintă elementul disipativ al grinzii. În

funcţie de lungimea acestui element, energia seismică este disipată prin cicluri elasto-plastice de


- 5 -

forfecare (pentru link scurt), de încovoiere (pentru link lung) sau de forfecare şi încovoiere (pentru

link de lungime intermediară).

Cadrele necontravântuite sunt folosite pe scară largă pentru structurile în cadre cu înălţime

redusă sau medie. Ele sunt capabile să ofere o capacitate suficientă de disipare a energiei, datorită

numărului mare de zone disipative. În acest mod sunt satisfăcute cerinţele necesare pentru a

preveni cedarea, chiar şi în cazul seismelor severe. În schimb, devine din ce în ce mai dificil să se

compatibilizeze cerinţele întâlnite în cazul stărilor limită ultime cu cele prevăzute în cazul stărilor

limită de serviciu (exprimate în general prin limitarea deformaţiilor laterale), odată cu creşterea

înălţimii structurii. Aceasta se datorează în primul rând reducerii rigidităţii laterale cu înălţimea,

chiar dacă numărul zonelor disipative se măreşte în ansamblu.

Zonele disipative ale cadrelor necontravântuite sunt caracterizate prin formarea articulaţiilor

plastice, localizate la extremităţile elementelor de cadru, de preferinţă în grinzi, iar numai în

cazurile limită şi în stâlpi. 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:

- redundanta – permite crearea unor rezerve de rezistenta

- ductilitate – ce rezulta dintr-un comportament histeretic in domeniul plastic

- disipare de energii – datorita formarii articulatiilor plastice

- calitatea si controlul executiei


- 6 -

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 Fig.2. Grinda compusa

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.3. Nod grinda-stalp (grinda compusa) testat la Instituto Superior Tecnico, Lisabona


- 7 -

Fig.4. Structura cu grinzi compuse (MRF), incercata la ISPRA, Italia

Fig.5. Incercari pe noduri grinda compusa – stalp efectuate la INSA Rennes, Franta


- 8 -

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 link-urilor 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”.


- 9 -

Fig.7.1.. Specimene testate de Prof. Andre Plumier – reducerea sectiunii grinzii prin conceptul « dog-

bone »

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.


- 10 -

Cap.II. Modele de calcul şi prevederi normative

2.1. Calculul sectiunilor compuse conform Eurocode 4, in domeniul elastic si plastic

2.1.1.Momentul capabil elastic

Bazele proiectarii – ipoteze simplificatoare:

- conexiunea dintre placa si grinda metalica se considera a fi o conexiune

totala, fara sa fie posibila lunecarea intre cele 2 materiale

- distributia eforturilor σ pe sectiune se considera a fi liniara

- sectiunea ramane plana si dupa deformarea grinzii

- atat otelul cat si betonul au un comportament predominant in domeniul

elastic

- 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:

- exista o interactiune completa intre otelul structural, armatura si beton astfel

incat in fiecare element sa se atinga efortul maxim

- toata sectiunea din otel este plastificata

- betonul intins se neglijeaza

- in zona in care betonul este comprimat eforturile au o distributie uniforma

- in zonele cu moment pozitiv in care betonul este comprimat se neglijeaza

armatura


- 11 -

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 în varianta

demontabila prezinta avantajul înlocuirii elementelor disipative avariate în urma unui

cutremur. Aceasta ar putea reduce costurile de reparatie a unei structuri avariate de un

cutremur de pamânt.

Pentru a permite înlocuirea facila a linkurilor avariate este necesar ca:


- 12 -

a) deformatiile laterale permanente sa fie limitate si

b) degradarea îmbinarii link-grinda sa fie limitata

Asigurarea acestor cerinte poate fi realizata inclusiv prin alcatuirea structurii în

varianta duala (cadre necontravântuite combinate cu cadre contravântuite excentric) si

prin asigurarea unei suprarezistente a îmbinarii link-grinda fata de link.

Fig.8. Cadrul dual si un link scurt demontabil

Exista cateva reguli de proiectare si detaliere pentru cadrele metalice

contravântuite excentric cu link, si anume:

(1) Cadrele contravântuite excentric trebuie proiectate astfel ca

elementele denumite linkuri sa disipeze energia seismica prin deformatii inelastice de

forfecare. În acest sens, linkurile folosite ca bare disipative demontabile trebuie sa fie

scurte. Nu este indicata utilizarea linkurilor lungi (care dezvolta deformatii plastice de

încovoiere) si intermediare (care dezvolta deformatii plastice de forfecare si încovoiere),

din cauza dificultatii asigurarii practice a suprarezistentei îmbinarilor 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 în cazul cadrelor contravântuite 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:


- 13 -

unde:

Vpl,link – rezistenta plastica a sectiunii la forfecare

Mpl,link – rezistenta plastica a sectiunii la încovoiere

fy – valoarea nominala a limitei de curgere a otelului

tw – grosimea inimii linkului

tf – grosimea talpii linkului

b – latimea talpii linkului

d – înaltimea 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 încovoietor 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 în urmatoarele categorii:

- scurte

- lungi

- intermediare

Linkurile demontabile realizate cu îmbinare cu suruburi si placa de capat partiala

sunt substantial mai flexibile în 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:

a) deformatia de forfecare a inimii linkului (g)


- 14 -

b) deformatia de încovoiere a linkului (gM)

c) rotirea în îmbinarile link-grinda (q)

d) lunecarea în îmbinarile link-grinda (DS)

Fig.9. Functionarea link-ului scurt

Cap.III. Simulari numerice pe cadre de tip EBF cu link scurt 3.1. 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


- 15 -

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


- 16 -

Pe acest cadru au fost aplicate urmatoarele incarcari, in urmatoarele combinatii:

a) Incarcarea permanenta: 7.83 KN/m

b) Incarcarea utila: 2.25 KN/m pentru nivelele curente

1.5 KN/m pentru ultimul nivel

c) Mase pe nivel – noduri interioare: 54 KN pentru nivelele curente

47.25 KN pentru ultimul nivel

- noduri marginale: 27 KN pentru nivelele curente

23.6 KN pentru ultimul nivel

Combinatiile de incarcari aplicate pe structura sunt urmatoarele:

A) Gruparea fundamentala: SLU: 1.35G + 1.5Q

SLS: 1.00G + 1.00Q

B) Gruparea speciala: SLU: G + E + 0.4Q [pentru elem. disipative]

SLU: G + ΩE + 0.4Q [pentru elem. nedisipative]

SLS: G + q γ 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.

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):

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 1 2 3 4 5 6


- 17 -

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 γov Ω a fost considerata egala cu 2.5, pentru cadre duale

formate din cadre necontravantuite + cadre contravantuite excentric. (conform anexei F.4./P100-

1/2006).

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 + ΩE + 0.4Q)

In urma acestui procedeu de dimensionare au rezultat urmatoarele sectiuni pentru

elementele structurale:

- stalpii cadrului ECBF – HEB200

- stalpii cadrului MRF – HEB260

- grinzi ECBF – IPE240

- Link – IPE240

- 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.


- 18 -

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.


- 19 -

3.4. Modelare

Mecanismul de functionare al articulatiei plastice in link-uri este dat de o curba forta-

deplasare 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


- 20 -

Cap.IV. Rezultate numerice Rezultatele 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:

u

e

q λ=λ

unde λu – valoarea multiplicatorului accelerogramei pentru care structura cedeaza

(formarea unui mecanism de cedare)

λe - valoarea multiplicatorului accelerogramei la care apare prima articulatie plastica

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. (S235 S355)

Dupa aceasta modificare, structura se comporta satisfacator conform ipotezelor de disipare a

energiei, dupa cum se poate observa in figurile urmatoare:

Cutremur Link λu λe

Fix 2.2 0.4 Vrancea 77

Demontabil 2 0.4

Fix 2 0.6 Vrancea 86

Demontabil 1.8 0.6

Fix 2.4 0.6 Vrancea 90

Demontabil 1.6 0.6

Valori ale lui q pentru

Accelerograme Link fix Link detasabil

VR77 5.5 5

VR86 3.3 3

VR90 4 2.6


- 21 -

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 fix

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

Se poate observa ca mecanismul de cedare se produce pentru un multiplicator al

accelerogramei egal cu 2.2.


- 22 -

20.2. Vrancea 77 – structura cu link detasabil


0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

In aceasta diagrama se observa ca cedarea se produce pentru un multiplicator λ=2.



0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

Structura cedeaza pentru un multiplicator λ=2.


- 23 -



0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

La un multiplicator λ=1.8 structura formeaza mecanism de nivel.



0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

Mecanismul de nivel se produce la λ=2.4


- 24 -



0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

In aceasta diagrama se observa ca cedarea se produce la λ=1.6.

Valorile deplasarilor maxime de nivel sunt comparate si tabelar dupa cum urmeaza:

Max Inter-story Drift S235/S355 link fix

Limit St. VR77 VR86 VR90

SLS 0.001303 0.001488 0.001610

SLU 0.005047 0.003610 0.007880

CPLS 0.006326 0.004878 0.009400

Max Inter-story Drift S235/S355 link det


SLS 0.001509 0.001574 0.001558

SLU 0.004195 0.005565 0.008523

CPLS 0.005980 0.007718 0.013100

Starile limita corespund urmatoarelor valori ale multiplicatorului accelerogramei:

SLS – λ=0.4

SLU – λ=1.0

CPLS – λ=1.22

Se 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.


- 25 -

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.


26

Link 44H1 Vrancea 77 Vrancea 86 Vrancea 90 Valori

Lambda Stare

limita Link fix

Link

detasabil Link fix

Link

detasabil

Link

fix

Link

detasabil FEMA

0.4 SLS 0 0 0 0 0 0 0.005

1 ULS 0.042 0.094 0.055 0.042 0.1 0.075 0.11

1.22 CPLS 0.058 0.049 0.072 0.064 0.097 0.090 0.14

Link 41H1 Vrancea 77 Vrancea 86 Vrancea 90 Valori

Lambda Stare

limita Link fix

Link

detasabil Link fix

Link

detasabil

Link

fix

Link

detasabil FEMA

0.4 SLS 0 0 0 0 0 0 0.005

1 ULS 0.034 0.047 0.065 0.1 0.073 0.078 0.11

1.22 CPLS 0.058 0.049 0.075 0.064 0.095 0.094 0.14


27

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 (h-

inaltimea 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: Max Inter-story Drift S235/S355link fix


SLS 0.001096 0.001074 0.001086

SLU 0.00365 0.004578 0.006254

CPLS 0.004428 0.006515 0.010088

Max Inter-story Drift S235/S355link det


SLS 0.001392 0.001424 0.001379

SLU 0.003987 0.005013 0.006152

CPLS 0.005014 0.006808 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.


28

24.1. Structura cu grinzi compuse si link fix – Vrancea 77:


0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

24.2. Structura cu grinzi compuse si link detasabil – Vrancea 77:


0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018 0.02

meters

lam

bda


29

25.1. Structura cu grinzi compuse si link fix – Vrancea 86:


0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

25.2. Structura cu grinzi compuse si link detasabil – Vrancea 86


0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda


30

26.1. Structura cu grinzi compuse si link fix – Vrancea 90


0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

26.2. Structura cu grinzi compuse si link detasabil – Vrancea 90


0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda


31

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]

Link nr. CPLS Caz 1 Caz 2 Caz 3 Caz 4 Caz 5 Caz 6 Caz 7 Caz 8 Caz 9 Caz 10 Caz 11 Caz 12

32H1 1.2200 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000

35H1 1.2200 0.0000 0.0000 0.0138 0.0000 0.0000 0.0276 0.0000 0.0000 0.0061 0.0000 0.0000 0.0158

38H1 1.2200 0.0356 0.0838 0.1176 0.0228 0.0399 0.0801 0.0346 0.0880 0.0962 0.0991 0.1009 0.0645

41H1 1.2200 0.0664 0.0946 0.1905 0.0571 0.0788 0.1167 0.0483 0.0909 0.1385 0.0952 0.0822 0.1019

44H1 1.2200 0.0581 0.0748 0.0951 0.0496 0.0639 0.0904 0.0496 0.0741 0.0873 0.0600 0.0672 0.0825

Cutremur 77 86 90 77 86 90 77 86 90 77 86 90

Tipul de link Link fix Link detasabil Link fix Link detasabil

Structura 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:


32

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

- 2 specimene


33

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


34

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


35

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


36

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):


37

Fig.32. Schema statica a cadrului experimental

adica: - stalpi – sectiune HE260B – otel S355J0

- contravanturi – sectiune HE180A – otel S355J0

- grinzi – sectiune HE200A – otel S235J0

In 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:


38

- nod grinda-stalp cu dog-bone (nod extras dintr-un cadru MRF)

- cadru EBF cu link metalic scurt in solutie metalica si compusa


39

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”


40

Fig.35.1. Raspunsul structurii la actiunea cutremurului Vrancea ’77 – articulatii plastice


0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

-0.01 0.01 0.03 0.05 0.07 0.09 0.11 0.13 0.15

meters

lam

bda

Fig.35.2. Raspunsul structurii la actiunea cutremurului Vrancea ’77 – deplasarea relativa de nivel


41

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


42

Incercarile experimentale se vor derula dupa urmatorul program:

Nr.crt. Denumire Tip specimen Specificatii Grinda

1.1 GMLF_M Cadru EBF Grinda metalica cu link fix Metalica

1.2 GMLF_C Cadru EBF Grinda metalica cu link fix Metalica

1.3 GMLD_M Cadru EBF Grinda metalica cu link detasabil Metalica

1.4 GMLD_C Cadru EBF Grinda metalica cu link detasabil Metalica

1.5 GCLF_C Cadru EBF Grinda compusa cu link fix Compusa

1.6 GCLFC_C Cadru EBF Grinda compusa cu link fix Compusa

1.7 GCLD_C Cadru EBF Grinda compusa cu link detasabil Compusa

1.8 GCLDC_C Cadru EBF Grinda compusa cu link detasabil Compusa

2.1 GM_M Nod grinda-stalp Nod grinda-stalp cu dog-bone Metalica

2.2 GM_C Nod grinda-stalp Nod grinda-stalp cu dog-bone Metalica

2.3 GCS_C Nod grinda-stalp Nod grinda-stalp cu dog-bone Compusa

2.4 GC_C Nod grinda-stalp Nod grinda-stalp cu dog-bone Compusa Ciclic

Ciclic

Monoton

Ciclic

Ciclic

Ciclic

Ciclic

Ciclic

Ciclic

Procedeu de incarcare

Monoton

Ciclic

Monoton


43

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 1 - δy/4

2 - δy/2

3 - 3δy/4

4 - δy

5 - 3x2δy

6 - 3x4δy

7 - 3x(2n)δy, unde δy este deplasarea atinsa la curgerea elementului studiat.

Deplasarea de curgere δy 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.


44

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, Adrian, 2003, Comportamentul seismic al imbinarilor cadrelor

necontravantuite metalice si compuse: studiu experimental si simulare numerica, teza de

doctorat 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

Date post:	03-Aug-2015
Category:	Documents
Upload:	constantin-ovidiu
View:	295 times
Download:	6 times

LUCRARE DOCTORAT LINKURI

Documents