SECTIUNEA 1 RAPORTUL STIINTIFIC SI TEHNIC (RST) FAZA DE ...
SECTIUNEA 1 RAPORTUL STIINTIFIC SI TEHNIC (RST) FAZA DE ...
SECTIUNEA 1 RAPORTUL STIINTIFIC SI TEHNIC (RST) FAZA DE ...
Create successful ePaper yourself
Turn your PDF publications into a flip-book with our unique Google optimized e-Paper software.
<strong>SECTIUNEA</strong> 1<br />
<strong>RAPORTUL</strong> <strong>STIINTIFIC</strong> <strong>SI</strong> <strong>TEHNIC</strong><br />
(<strong>RST</strong>)<br />
<strong>FAZA</strong> <strong>DE</strong> EXECUTIE NR. 2/2008<br />
CU TITLUL: PROACTEX Etapa 2<br />
<strong>RST</strong> – raport ştiinţific şi tehnic în extenso*<br />
PVAI – proces verbal de avizare internă<br />
PVRLP – procese verbale de recepţie a lucrărilor de la<br />
parteneri<br />
PF – protocol de finalizare (numai pentru faza finala)<br />
* pentru Programul 4 “Parteneriate in domeniile prioritare” se va utiliza modelul din Anexa 1<br />
Cod: PO-04-Ed2-R0-F5<br />
2
Cuprins<br />
Raportul Ştiinţific şi Tehnic (<strong>RST</strong>) în extenso<br />
o Obiective generale<br />
o Obiectivele fazei de execuţie<br />
o Rezumatul fazei<br />
o Descrierea ştiinţifică şi tehnică<br />
o Anexe<br />
1 Soluţii moderne pentru consolidarea şi reabilitarea clădirilor amplasate în zone<br />
seismice în acord cu cerinţe de performanţă şi sustenabilitate<br />
2 Dispozitive SERB pentru controlul, limitarea şi amortizarea deplasărilor relative<br />
de nivel a clădirilor înalte<br />
o Concluzii<br />
o Bibliografie<br />
Obiective generale<br />
Teoria dezvoltării durabile este relativ nouă şi se află în curs de formare. Conceptul de dezvoltare<br />
durabilă s-a conturat într-un moment în care subiectul mediului înconjurător se afla în prim planul<br />
dezbaterilor politice.<br />
Comunitatea internaţională a decis să trateze problemele mediului prin măsuri colective la nivel<br />
global, pe care a căutat să le definească şi să le aplice prin intermediul unu cadru internaţional<br />
adecvat. Acest cadru de acţiune la nivel internaţional s-a format în timp şi se află într-o evoluţie<br />
dinamică, cuprinzând măsuri legale cu caracter obligatoriu în forma tratatelor sau convenţiilor sau<br />
cu caracter neobligatoriu, în forma declaraţiilor, rezoluţiilor sau seturilor de linii directoare şi<br />
orientări politice, măsuri instituţionale şi mecanisme de finanţare viabile.<br />
Dezvoltarea durabilă este singurul drum pe care civilizaţia, ajunsă la un înalt nivel cultural, ştiinţific,<br />
tehnologic şi economic, trebuie să îl urmeze pentru a nu se autodistruge.<br />
În perioada contemporană, domeniul construcţiilor a devenit unul dintre cele mai complexe<br />
sectoare de activitate ale economiei. Dezvoltarea, atât la nivel macro cât şi la nivel microeconomic,<br />
este de neconceput fără programe de investiţii bine fundamentate şi puse în practică în mod<br />
corespunzător şi, în acest sens - în vederea obţinerii unei eficienţe economice ridicate - investiţiile<br />
în construcţii trebuie să deţină o pondere însemnată în cadrul programelor investiţionale, aspect<br />
confirmat de evoluţia în timp a acestui domeniu de activitate pe tot cuprinsul globului.<br />
Rezolvarea problemelor privind dezvoltarea durabilă, punerea la dispoziţia economiei a<br />
infrastructurii necesare, asigurarea de locuinţe pentru populaţie, protejarea şi conservarea mediului<br />
natural, realizarea echilibrului dintre funcţionalismul raţional şi individualism etc., preocupă<br />
permanent atât pe specialiştii din domeniu, cât şi pe oamenii politici şi pe reprezentanţii societăţii<br />
civile. Omul modern a încercat şi încearcă permanent rezolvarea acestor priorităţi ale momentului,<br />
printr-o dezvoltare raţională şi eficientă a activităţii în domeniul construcţiilor.<br />
Trecerea treptată de la societatea industrială la cea informaţională – de la preponderenţa<br />
activităţilor industriale la cea a activităţilor din sectorul serviciilor şi apoi cel al informaticii – impune<br />
transformări majore în toate domeniile, inclusiv în cel al construcţiilor, chemat să se adapteze<br />
schimbărilor cerute de noul tip de activităţi. Progresul societăţii a determinat apariţia altor necesităţi<br />
legate de creşterea nevoilor de trai, care se referă la creşterea cerinţelor de confort (spaţii,<br />
dimensiuni, dotare, echipare, posibilităţi de reparare etc.), creşterea cerinţelor pentru noi tipuri de<br />
dotări sociale, educaţionale, culturale, comerciale, de sănătate, de agrement etc., creşterea<br />
cerinţelor pentru reţele moderne şi rapide de transport, în special cele urbane. Este bine ştiut faptul<br />
că între prosperitatea economică şi existenţa unui sistem de transport performant este o puternică<br />
interdependenţă, ceea ce impune o abordare unitară, la nivel global, astfel încât să se asigure o<br />
viziune integrate a tuturor componentelor infrastructurii – şosele, căi ferate, căi navigabile, fluviale<br />
şi maritime, reţele portuare, aeroporturi ş.a.<br />
3
Creşterea interesului pentru o dezvoltare durabilă a determinat în construcţii o serie de măsuri şi<br />
acţiuni specifice, cum ar fi reducerea şi chiar eliminarea unor metode poluante, nocive, mari<br />
consumatoare de energie, utilizarea resurselor regenerative, evitarea folosirii unor materiale care<br />
în urma demolării nu pot fi refolosite sau reduse şi reasimilate mediului, reechilibrarea balanţei<br />
ecologice prin proiectare, producţie, folosire, locuire. Costul acestor măsuri de ordin ecologic va fi<br />
luat în calcul pentru determinarea preliminară a preţului produselor realizate, pentru a se construi<br />
exact ceea ce este necesar, astfel încât omul să fie stimulat să se gândească la viitoarele generaţii<br />
şi la păstrarea în cât mai bune condiţii a mediului înconjurător.<br />
Proiectul 31042/2007 se încadrează în obiectivul general al programului 4, de creştere a<br />
competitivităţii CD prin stimularea parteneriatelor în domenii prioritare, concretizate în tehnologii,<br />
produse şi servicii inovative pentru rezolvarea unor probleme complexe şi crearea mecanismelor<br />
de implementare.<br />
În ceea ce priveşte obiectivele specifice ale direcţiei de cercetare 3 Mediu, subdirecţia 3.5<br />
Construcţii, proiectul atinge 6 din cele 10 obiective specifice şi anume:<br />
3.5.1 Aplicarea tehnologiilor avansate pentru dezvoltarea oraşelor cu menţinerea şi conservarea<br />
clădirilor istorice (fără afectarea acestora)<br />
3.5.2 Reducerea impactului negativ al construcţiilor asupra mediului natural (în exploatare şi prin<br />
produsele de demolare)<br />
3.5.3 Sisteme de anvelope inteligente cu proprietăţi predictiv-reactive<br />
3.5.5 Sisteme de concepere şi proiectare a clădirilor noi cu consum foarte redus de căldură<br />
3.5.7 Soluţii tehnice de reducere a riscului – clădiri noi şi consolidarea post dezastru<br />
3.5.8 Metode pentru creşterea rezistenţei clădirilor la modificări climatice extreme<br />
Obiectivul declarat al proiectului este de a crea sisteme structurale si solutii tehnologice inovative<br />
pentru protectia cladirilor noi si existente la actiuni extreme (cutremure severe, vanturi puternice,<br />
foc, explozii sau impact), in contextul conceptului de dezvoltare durabila.<br />
Obiectivele specifice ale proiectului rezulta din cele 7 pachete de lucru propuse (WP) si se<br />
suprapun peste 6 din cele 10 obiective specifice ale subdirectiei de cercetare (3.5.1-3.5.3; 3.5.5;<br />
3.5.7; 3.5.8) si anume: Materiale si tehnologii noi, Criterii de performanta si dezvoltare durabila,<br />
proiectare bazata pe performanta si robustete pentru cladiri noi si existente supuse la actiuni<br />
extreme, Sisteme si tehnologii mixte inovative, Sisteme noi disipative pentru amortizarea actiunilor<br />
extreme, Tehnici si sisteme reversibile pentru consolidarea cladirilor existente si Proceduri pentru<br />
proiectare durabila. Ultimul pachet de lucru va cuprinde 2 studii de caz.<br />
Obiectivul principal urmărit este deci, de a îmbina criteriile de dezvoltare durabilă cu criteriile de<br />
siguranţă, de a le integra într-un proces de de proiectare bazat pe criterii de performanţă.<br />
Siguranţa structurii, raportată la durata de viaţă pentru care este proiectată structura şi la perioada<br />
de recurenţă a acţiunilor extreme, asociată cu nivelul de asigurare faţă de aceste acţiuni să<br />
reprezinte o componentă a LCA (Low Cycle Assesment).<br />
Obiectivele fazei de execuţie<br />
Schema pachetelor de lucru, legatura dintre activitati si etapele de desfasurare ale proiectului este<br />
prezentata mai jos, iar in tabelul urmator sunt detaliate activitatile din pachetele de lucru in<br />
corelatie cu obiectivele propuse ale etapei a 2-a din 2008.<br />
4
Schema de interactiune a activitatilor pe etape si pachete de lucru<br />
Activitati Rezultate corespunzatoare activitatilor<br />
WP1. Sinteza: Familii si sisteme de produse pentru constructii. Procese de proiectare si<br />
executie. Criterii de performanta si sustenabilitate.<br />
Dezvoltare de procese complete.<br />
Cerinte de performanta si sustenabilitate<br />
pentru cladiri.<br />
Evaluare credibila, metode si instrumente de<br />
verificare pentru evaluarea cat mai corecta a<br />
datelor de produs; metode utilizabile pentru<br />
declaratia de conformitate, cerinte, parametri<br />
tehnici ai produsului; utilizarea tehnologiilor<br />
avansate de materiale.<br />
Solutiile dezvoltate de parteneri tintesc catre<br />
emisii zero, energie zero folosita si<br />
prelucrare eficienta a resurselor.<br />
Dezvoltare de solutii de inchideri, adoptand<br />
tehnologii de izolare si energie solara<br />
eficiente.<br />
Dezvoltare de instrumente de verificare si<br />
raportare date de produs, luand in<br />
considerare informatia privind nivelul de<br />
performanta al cladirii.<br />
Dezvoltare de instrumente pentru<br />
managementul proceselor inovative<br />
(instrumente de management proiect,<br />
instrumente de modelare de baza, metode<br />
de verificare si legaturi cu baze de date)<br />
pentru a creste interactiunea si comunicarea<br />
cu instrumentele inovative ale clientilor<br />
Metode de proiectare si executie bazate pe<br />
performanta si dezvoltare durabila<br />
Aspecte sociale, culturale si economice in<br />
evaluarea dezvoltarii durabile<br />
Stabilire de metode de lucru in colaborare si baze de<br />
date intre diferite discipline si arii profesionale.<br />
Creare de cerinta si cunoastere comune<br />
Noi tehnologii si produse pentru sectorul constructii<br />
eficiente energetic, durabile si competitive: conceptii,<br />
solutii produse si materiale si tehnologia de<br />
producere a lor.<br />
Scopul este de a obtine dezvoltare, productie,<br />
operatii si suport la un pret minim, in timpul cel mai<br />
scurt si de calitate a produselor si serviciilor.<br />
Dezvoltarea integrata a produselor este un proces<br />
care foloseste in mod sistematic modelari structurate<br />
pentru a considera toate stagiile ciclului de viata al<br />
produselor in timpul stadiului initial de proiectare;<br />
costurile de produs si performantele sunt gandite<br />
pentru a converge cu cerintele clientului.<br />
Metode de scurtare a timpului de parcurgere de la<br />
cercetarea de baza, la solutiile competitive de pe<br />
piata.<br />
Baze pentru integrarea tehnologiilor cu dezvoltarea<br />
proceselor<br />
5
Procese de constructie curate<br />
WP2. Metoda de proiectare bazata pe nivele de performanta versus Metoda de proiectare<br />
bazata pe criterii de dezvoltare durabila pentru cladiri noi si existente supuse la actiuni<br />
extreme<br />
Definitii (Metoda generala, Actiuni<br />
exceptionale si situatii extreme (cutremure<br />
puternice, vanturi puternice, incendii,<br />
explozie si impact sau combinatii ale<br />
acestora), integritate structurala si robustete,<br />
constructii cu valoare istorica si/sau<br />
monumentala)<br />
Integritate structurala prin metoda bazata pe<br />
nivele de performanta versus evaluarea de<br />
robustete<br />
Exemple de degradari si moduri de cedare<br />
Metoda generala pentru evaluarea robustetii<br />
In cadrul metodologiei de proiectare a structurilor<br />
supuse la actiuni extreme bazata pe criterii de<br />
performanta se integreaza conceptul de robustete,<br />
pe baza caruia se formuleaza criterii de referinta in<br />
intervalul ”life safe – near collapse – collapse”.<br />
Aceste criterii conduc la evaluarea cladirilor<br />
existente si noi, supuse la actiuni extreme cum ar fi<br />
cutremure puternice, vanturi puternice (tornade),<br />
incendii, explozii sau impact. De asemenea se iau in<br />
considerare si scenarii de combinatii ale acestora<br />
cum ar fi incendiu dupa cutremur sau incendiu dupa<br />
explozie<br />
Curba pushover pentru evaluarea a<br />
constructiei bazata pe performanta<br />
Definirea indicelui direct si indirect de degradare<br />
WP3. Sisteme de tehnologii mixte inovative pentru cladiri<br />
Structuri compozite cadre din beton armat cu Sisteme si tehnologii mixte inovative pentru cladiri,<br />
otel de inalta rezistenta<br />
cum ar fi:<br />
o Cadre din beton armat (MRF) + Asocierea otelurilor de inalta performanta cu cadrele<br />
Contravantuiri centrice CB (cu flambaj rezistente din beton armat, sau fatade interactive<br />
impiedecat BRB)<br />
sticla-otel sau panouri mixte lemn-otel pentru pereti<br />
o Cadre din beton armat (MRF) + structurali. In ceea ce priveste prima categorie,<br />
Contravantuiri excentrice EB (cu link sistemul poate utiliza contravantuirile centrice<br />
detasabil)<br />
(impiedecate la flambaj), contravantuiri excentrice cu<br />
• Cu limita de curgere joasa (scurt, link detasabil sau panouri metalice supuse la<br />
supus la forfecare)<br />
forfecare.<br />
• Link cu sectiune redusa (RBS<br />
link), supus la incovoiere<br />
o Cadre din beton armat (MRF) +<br />
panouri metalice supuse la forfecare<br />
(MSP)<br />
Fatade sticla participanta – otel<br />
Panouri lemn – hotel supuse la forfecare<br />
pentru pereti structurali<br />
Sistem cu link detasabil<br />
6
Rezumatul fazei<br />
Stand de incercare<br />
Proiectul isi propune sa initieze, studieze si sa evalueze noi sisteme si tehnologii pentru protectia<br />
cladirilor la actiuni extreme in contextul cerintelor pentru dezvoltare durabila. Derularea activitatilor<br />
prevazute in proiect se realizeaza in cadrul a 7 ”pachete de lucru”.<br />
Obiectivul principal urmărit este deci, de a îmbina criteriile de dezvoltare durabilă cu criteriile de<br />
siguranţă, de a le integra într-un proces de de proiectare bazat pe criterii de performanţă.<br />
Siguranţa structurii, raportată la durata de viaţă pentru care este proiectată structura şi la perioada<br />
de recurenţă a acţiunilor extreme, asociată cu nivelul de asigurare faţă de aceste acţiuni să<br />
reprezinte o componentă a LCA (Low Cycle Assesment).<br />
Primul pachet al proiectului (WP1), care este parţial acoperit de această fază, face o trecere in<br />
revista si o sinteza a familiilor si sistemelor de produse de constructii, a proiectarii proceselor de<br />
constructii si a criteriilor pentru performanta si dezvoltare durabila. In ultimul timp se inregistreaza<br />
un transfer din zona altor domenii inguste, cum ar fi aeronavale, automotive sau nanomateriale,<br />
catre zona constructiilor. Astfel tehnologii avansate bazate pe utilizarea unor materiale cu<br />
performante ridicate, dispozitive sofisticate de protectie si transfer a fortelor conduc catre sisteme<br />
si tehnologii compozite cu metodologii de investigare si analiza avansate.<br />
Scopul cercetarii este de a crea prin colaborari si studii interdisciplinare, sisteme de constructii cat<br />
mai eficiente energetic si cu implicatii de mediu minime, cu costuri cat mai reduse.<br />
Cel de-al doilea pachet (WP2) integreaza in cadrul metodologiei de proiectare a structurilor supuse<br />
la actiuni extreme bazata pe criterii de performanta, conceptul de robustete, pe baza caruia se<br />
formuleaza criterii de referinta in intervalul ”life safe – near collapse – collapse”. Aceste criterii<br />
conduc la evaluarea cladirilor existente si noi, supuse la actiuni extreme cum ar fi cutremure<br />
puternice, vanturi puternice (tornade), incendii, explozii sau impact. De asemenea se iau in<br />
considerare si scenarii de combinatii ale acestora cum ar fi incendiu dupa cutremur sau incendiu<br />
dupa explozie.<br />
Pachetul nr. 3 (WP3) se ocupa de sisteme si tehnologii mixte inovative pentru cladiri, cum ar fi<br />
asocierea otelurilor de inalta performanta cu cadrele rezistente din beton armat, sau fatade<br />
interactive sticla-otel sau panouri mixte lemn-otel pentru pereti structurali. In ceea ce priveste<br />
prima categorie, sistemul poate utiliza contravantuirile centrice (impiedecate la flambaj),<br />
contravantuiri excentrice cu link detasabil sau panouri metalice supuse la forfecare.<br />
Descrierea ştiinţifică şi tehnică<br />
Ştiinţa construcţiilor este prin natura ei interdisciplinara. In prezent, aceasta ştiinţa trebuie sa facă<br />
faţă cerinţelor stringente impuse de conceptul cadru al dezvoltării durabile. In momentul de fata,<br />
sectorul „construcţii” este responsabil pentru consumul a circa 50% din resursele primare pe care<br />
le oferă natura mai mult decât oricare alt sector industrial.<br />
Mediul construit consuma circa 40%-45% din energia produsa la nivel mondial, in mod direct si<br />
prin consecinţe indirecte, produce cel mai mare impact asupra mediului natural. Pe de alta parte<br />
mediul construit este foarte vulnerabil la acţiuni externe ale mediului natural. Impactul asupra vieţii<br />
si economiei, in sens complex al „construcţiilor” este enorm si decisiv pentru condiţiile si calitatea<br />
vieţii pe pământ. Diminuarea si controlul acestui impact sunt misiunea strategiei denumita<br />
„dezvoltare durabila” si constituie una din direcţiile prioritare ale Uniunii Europene.<br />
7
Implementarea conceptului de dezvoltare durabila in construcţii (DDC) nu se poate realiza decât<br />
prin inovare la nivel conceptual si tehnologic. Procesul este in mod evident pluri- si interdisciplinar.<br />
Poziţionarea sectorului de „construcţii” in contextul „dezvoltării durabile”, in mediul înconjurător se<br />
prezintă in schema de mai jos.<br />
Se poate construi durabil, pe baza unor modele conceptuale performante (funcţionalitate,<br />
siguranţa, neutre sau cu impact redus fata de mediu), folosind materiale cu caracteristici fizicomecanice<br />
superioare (reciclabile si cu consumuri înglobate de resurse primare si energie scăzute),<br />
aplicând sisteme constructive si tehnologii adiacente (siguranţa, flexibilitate, consumuri energetice<br />
scăzute, impact minim fata de mediu). O trecere in revista a noilor materiale, care se folosesc in<br />
realizarea elementelor structurale ale construcţiilor inginereşti se face in WP3.<br />
Modelul templului pentru intelegerea dezvoltarii durabile este aratata in figura de mai jos, unde<br />
fundamentul pentru realizarea cerintelor de dezvoltare durabila, pentru a realiza conditiile de<br />
functionalitate si siguranta sunt proiectarea data de norme (ENV), societatea (SOC) si economia<br />
(EC).<br />
ENV<br />
Dezvoltare durabila<br />
SOC<br />
EC<br />
Functionalitate + Siguranta<br />
Dezvoltare durabila: modelul templului<br />
O aplicaţie deosebit de interesanta, spre exemplu, sunt îmbinările ductile „rigla-stâlp” la cadrele<br />
multietajate ale clădirilor amplasate in zone seismice, realizate cu structuri SMA (Aliaje cu memorie<br />
a formei). O alta aplicaţie in acelaşi domeniu vizează contravântuirile disipative cu amortizori<br />
reologici „absorbante de soc”.<br />
Aceste materiale avansate se folosesc fie ca elemente structurale sau pentru consolidarea celor<br />
din materiale convenţionale (FRP), fie in îmbinări si dispozitive disipative in cazul construcţiilor<br />
solicitate la acţiuni seismice si la vanturi puternice. In cazul otelurilor superrezistente sau a celor cu<br />
limita de curgere scăzuta, aplicabil in general pentru structuri supuse la acţiuni extreme, analiza<br />
este la nivel micro (mecanica ruperilor, elasticitate, dislocaţii).<br />
In prezent, tot mai mult, tehnologiile structurale din industria aeronautica, navala si auto câştiga<br />
teren si in domeniul structurilor de construcţii. In domeniile in care se lucrează cu structuri<br />
inginereşti avansate (aeronautica, auto) si unde, de cele mai multe ori, cei care fac modelarea si<br />
analiza structurala sunt ingineri constructori, nano - micro si mezo - analiza ar deveni familiare.<br />
Durabilitatea in contextul in care se discuta in cadrul acestui proiect, se refera si la capacitatea de<br />
răspuns si siguranţă a construcţiilor la acţiuni extreme, de origine naturala sau provocate:<br />
8
cutremure, vanturi puternice, foc, impact, explozii, etc. Criteriile de performanta adoptate, in acest<br />
caz (PBE- Performance Based Engineering) sunt in legătură biunivoca cu concepţia, materialele,<br />
sistemele constructive si tehnologiile utilizate.<br />
Filosofia PBE se extinde in mod evident si asupra fondului construit in prezervarea si/sau, după<br />
caz reabilitarea acestuia, pentru a păstra valorile culturale, pentru a satisface cerinţele ce ţin de<br />
siguranţă si calitatea vieţii, pentru a reduce consumurile energetice, etc. o reabilitare performanta<br />
necesita o abordare multidisciplinara si nu se poate face decât aplicând materiale performante si<br />
tehnologii, de cele mai multe ori inovative (vezi proiectul FP6-INCO CT PROHITEC). Din punct de<br />
vedere conceptual, al modelarii si controlului prin calcul, reabilitarea unei construcţii este, in mod<br />
evident mai complexa decât proiectarea unei construcţii noi.<br />
Expertizarea unei clădiri vechi in vederea stabilirea diagnosticului structural si a propunerii<br />
masurilor de reabilitare este o întreprindere deosebit de complexa, care implica de multe ori<br />
interacţiunea unor specialităţi diverse: istorie, arhitectura, fizica, chimie, ştiinţa materialelor,<br />
mecanica structurilor si a pământurilor, tehnologie, etc.<br />
Principalele instrumente de investigare in problematica abordata in cadrul proiectului sunt<br />
modelarea numerica si experimentala. Cu cat sunt mai performante si complexe materialele si<br />
dispozitivele realizate din aceste materiale, respectiv mai complexe stările de solicitare la care<br />
acestea trebuie sa facă fata, cu atât sunt mai indicate parteneriatele in proiecte complexe pentru<br />
capacităţile de investigare si control.<br />
Proiectul complex de parteneriat isi propune ca, in contextul arătat, sa creeze sisteme structurale<br />
şi soluţii tehnologice inovative pentru protecţia clădirilor existente şi noi la acţiuni extreme, în<br />
contextul conceptului de dezvoltare durabilă.<br />
Proiectul 31042/2007 este legat de protectia cladirilor noi si existente sub actiunea unor actiuni<br />
extreme, in contextul noului concept de dezvoltare durabila, prin utilizarea unor sisteme si<br />
tehnologii inovative. Contributia proiectului la dezvoltarea cunostintelor din domeniu se realiza prin<br />
propunerile facute pentru aceste sisteme si tehnologii, de noutate si in curs de cercetare si pe plan<br />
european (vezi lista proiectelor internationale la care echipa proiectului participa sau a participat).<br />
Cele mai importante contributii ar putea fi urmatoarele:<br />
1. Rezultatele cercetarii promovează transferul celor mai noi si moderne cunostinte tehnice<br />
(bazate pe materiale avansate, metode de calcul moderne si sisteme tehnologice<br />
avansate) in proiectare si executie pentru protectia cladirilor existente si noi supuse la<br />
actiuni care nu au fost considerate in proiectare sau actiuni si situatii de calcul exceptionale<br />
produse de conditii naturale (zapada, vant, cutremur) sau de activitati umane (explozii,<br />
impact, foc).<br />
Aceasta permite o schimbare semnificativa in industria de constructii, permitand utilizarea in<br />
practica de zi cu zi si intr-un mod durabil, a solutiilor prefabricate reversibile de inalta<br />
performanta, crescand productivitatea si competitivitatea si, in acelasi timp conditiile de<br />
lucru si siguranta. De fapt, operatiile de atelier vor inlocui activitatile de pe santier, care nu<br />
sunt intotdeauna bine organizate si de o calitate sigura.<br />
2. Integrarea lucrarilor in proiecte europene, faptul ca rezultatele sunt diseminate prin<br />
cooperari internationale, prin articole in reviste si conferinte, impune clar ca proiectul sa fie<br />
realizat la nivel european.<br />
Rezultatele sunt de un mare interes pentru tarile europene si mai ales pentru cele din<br />
centrul si estul Europei, unde se pune stringent problema intretinerii si consolidarii fondului<br />
existent locuibil, mai ales din punct de vedere al riscului seismic.<br />
La nivelul UE proiectul este integrat cu urmatoarele programe in care UPT-CEM<strong>SI</strong>G este<br />
impicata avand rolul de coordonator national:<br />
- COST C26 ”Urban Habitat Constructions under Catastrophic Events”<br />
- COST C25 ”Sustainability of Constructions: Integrated Approach to Life-time Structural<br />
Engineering”<br />
- COST TU0601 – Robustness of Structures<br />
- Proiectul UE RFCS ”STEELRETRO – Steel Solutions for Seismic Retrofit and Upgrade<br />
of Existing Constructions”<br />
Este de subliniat faptul ca participarea in programele COST se sustine cu cercetare<br />
finantata la nivel national, finantarea UE constand doar in cheltuielile de deplasare.<br />
Integrarea la nivel national se sustine prin proiectele deja existente in care UPT-CEM<strong>SI</strong>G<br />
este coordonator de proiect:<br />
9
- Proiect MATNATECH-CEEX nr.29/2006: ”STOPRISC - Sisteme constructive si<br />
tehnologii avansate pentru structuri din oteluri cu performante ridicate destinate<br />
cladirilor amplasate in zone cu risc seismic”<br />
- Programul Platforme/Laboratoare de formare si cercetare interdisciplinara, Contract<br />
04/15.09.2006: Centrul de studii avansate si cercetare in ingineria materialelor si<br />
structurilor”<br />
3. Rezultatele cercetarilor favorizează utilizarea optima a sistemelor de materiale si tehnologii,<br />
permitand minimizarea erorilor de proiectare, a erorilor din timpul executiei, si reduceri de<br />
cost reale prin scurtarea timpului de executie, crescand substantial calitatea structurala; in<br />
plus va fi posibila planificarea optima a interventiilor, cu risc minim, luand in considerare<br />
resursele existente.<br />
Rezultatele cercetarilor sunt de importanta majora pentru siguranta cetatenilor.<br />
4. Cercetarile efectuate reduc semnificativ pierderile economice pentru repararea<br />
stricaciunilor datorate actiunilor exceptionale si pentru intreruperea activitatilor economice.<br />
Utilizarea solutiilor optime creste posibilitatea de reversabilitate a interventiilor si gradul de<br />
prefabricare.<br />
5. Utilizarea solutiilor conform conceptului de dezvoltare durabila, este favorizat, reducand<br />
consumul de materiale si energie si reducand masele implicate (solutiile actuale adoptate<br />
prevad utilizarea unor mase mari, manopera multa, nu sunt reversibile si au un impact<br />
mare asupra cladirilor existente).<br />
6. Prin programul de diseminare, se garanteaza transferul imediat si impact al rezultatelor<br />
obtinute catre practica de zi cu zi. Mai mult, acesta garantează accesibilitatea completa si<br />
transferul rezultatelor.<br />
Rezultatele cercetărilor din această etapă sunt prezentate în Anexele 1-6 ale prezentului raport,<br />
după următorul plan:<br />
Anexa 1: Proiectarea bazată pe criterii de performanţă a structurilor metalice pentru clădiri<br />
înalte amplasate în zone seismice: metodologie şi studiu de caz (WP2)<br />
Anexa 2: Scenariul “foc după cutremur” pentru clădiri multietajate cu structură metalică<br />
(WP2)<br />
Anexa 3: Definirea programului experimental pentru sisteme de consolidare antiseismică a<br />
cadrelor din beton armat cu contravântuiri cu flambaj împiedecat (WP 3)<br />
Anexa 4: Definirea programului experimental pentru sisteme de contravântuiri excentrice cu<br />
link detaşabil, în soluţie compusă oţel-beton (WP 3)<br />
Anexa 5: Definirea programului experimental pentru cadre cu panouri de forfecare<br />
disipative din metal (WP 3)<br />
Anexa 6: Definirea programului experimental pentru sisteme de contravântuiri centrice<br />
echipate cu disipatori care lucrează prin frecare (WP 3)<br />
10
Anexa 1<br />
PROIECTAREA BAZATA PE CRITERII <strong>DE</strong> PERFORMANTA A<br />
STRUCTURILOR METALICE PENTRU CLADIRI INALTE AMPLASATE<br />
IN ZONE SEIMICE : METODOLOGIE <strong>SI</strong> STUDIU <strong>DE</strong> CAZ<br />
1. INTRODUCERE<br />
Dan DUBINĂ, Florea DINU, Aurel STRATAN<br />
In ultimii ani au fost construite în lume numeroase clădiri înalte, in special in zonele dens populate.<br />
Aceasta tendinţa s-a manifestat si in tara noastră, unde in ultimii ani s-au construit numeroase<br />
clădiri înalte, in special in Bucureşti. In anul 2006 s-a adoptat noul cod de proiectare seismica P100-<br />
1/2006 [1], bazat pe norma europeana EN 1998-1 [2]. In conformitate cu acest cod de proiectare<br />
seismica, structurile trebuie sa fie proiectate si construite in aşa fel încât sub acţiunea unui cutremur<br />
puternic (cutremur de proiectare) sa fie evitate pierde4rile de vieţi omeneşti iar sub un cutremur<br />
frecvent avariile sa fie limitate. Pentru a reduce volumul de calcul se si a evita calculul explicit al<br />
structurii in domeniul inelastic, se poate lua in considerare capacitatea structurii de disipare a<br />
energiei seismice prin intermediul spectrului de răspuns de inelastic, redus fata de cel elastic.<br />
Aceasta reducere se face prin intermediul factorului de comportare q. In cazul structurilor complexe<br />
sau al structurilor care combina diferite sisteme structurale (sisteme duale) sau diferite calitati de<br />
otel (otel uzual de construcţii, otel de înalta rezistenta), apar anumite probleme in evaluarea<br />
factorului q. In plus, pentru atingerea unui mecanism plastic favorabil si creşterea capacitatii de<br />
disipare, anumite elemente sunt proiectare sa reziste acţiunii in domeniul elastic in timp ce altele<br />
sunt proiectate sa se deformeze in domeniul post elastic. Pentru a asigura aceasta cerinţa, este<br />
nevoie sa se controleze prin proiectare ordinea de apariţie a articulaţiilor plastice. De aceea, este<br />
nevoie sa se asigure o buna corelare intre proprietatile de rezistenta, rigiditate si ductilitate ale<br />
elementelor si îmbinărilor. Acest lucru înseamnă de fapt ca este nevoie sa se controleze prin calcul<br />
o anumita ierarhie intre elementele disipative si nedisipative. Atingerea acestei ierarhii se poate face<br />
prin impunerea unor cerinţe de ductilitate elementelor disipative si a unor cerinţe de rezistenta celor<br />
nedisipative. Nivelul suprarezistentei este dat in primul rând prin intermediul factorului Ω, care<br />
reprezintă raportul dintre valoarea efortului capabil si a celui de calcul din combinaţia seismica intrun<br />
anumit element. Folosirea acestei metode nu garantează întotdeauna păstrarea comportării in<br />
domeniul elastic pentru elementele nedisipative. La fel ca in cazul factorului q, in practica este<br />
destul de dificil sa se furnizeze cu precizie valorile factorilor Ω, in special pentru structurile<br />
complexe sau a celor ce îmbina mai multe materiale. O alta probleme o constituie limitarea<br />
imprastierii valorilor factorilor Ωi pentru toate elementele disipative intr-un interval de 25%. In<br />
cazul structurilor reale, aceasta ultima cerinţa este, in multe cazuri, dificil sau imposibil de asigurat,<br />
deoarece anumite elemente pot sa fie dimensionate din alte condiţii decât cele seismice (ex.<br />
încărcarea din vânt, incarcari tehnologice, etc). In aceste cazuri, performantele seismice trebuie sa<br />
fie verificate prin intermediul unui calcul neliniar static sau dinamic iar, daca este nevoie, sa se<br />
corecteze secţiunile elementelor.<br />
Este unanim acceptata utilizarea in calculul seismic a unei metodologii bazate pe mai multe<br />
obiective de performanta. Exista un nivel minim de siguranţa care trebuie sa fie asigurat unei clădiri<br />
pentru a se reduce numărul de victime in cadrul producerii unor cutremure puternice. Dar pe lângă<br />
asigurarea acestui obiectiv, este de asemenea nevoie sa se asigure reducerea nivelului de distrugeri,<br />
care pot afecta regiuni întinse sau chiar tari întregi [3].<br />
In lucrare se prezintă câteva aspecte legate de proiectarea bazata pe performanta a unei clădiri cu<br />
26 de etaje amplasata in Bucureşti, având destinaţia de clădire de birouri. Deoarece clădirea se afla<br />
intr-o regiune cu risc seismic ridicat, este necesara asigurarea unei robusteţi suficiente la acţiuni<br />
seismice. Pentru a se evalua performantele seismice ale structurii, s-a utilizat o metodologie bazata<br />
pe 3 nivele de performanta (stări limita): starea limita de serviciu (SLS), starea limita ultima (ULS)<br />
si starea limita de prevenire a colapsului (CPLS). Fiecare din cele trei nivele de performanta este<br />
11
asociat unui anumit nivel de intensitate seismica. Evaluarea cerinţelor seismice s-a făcut printr-un<br />
calcul dinamic neliniar si un set de accelerograme.<br />
In lucrare se prezintă rezultatele referitoare la posibilitatea de a se produce colapsul progresiv<br />
sub acţiuni cu caracter extrem (explozii interne sau externe, impact). Colapsul progresiv se refera la<br />
colapsul global al structurii in urma producerii unor avarii locale la nivelul elementelor structurale.<br />
In cazul in care robusteţea structurii este insuficienta, structura poate sa cedeze datorita colapsului<br />
progresiv. Se pot adopta diferite strategii de evitare a colapsului progresiv cum ar fi:<br />
- prevenirea unor asemenea de evenimente extreme<br />
- proiectarea indirecta, care ajuta la realizarea unei rezistente adecvate împotriva colapsului<br />
progresiv prin prevederea unor nivele minime ale rezistentei si ductilitatii elementelor structurale<br />
- proiectarea directa, care considera in mod direct rezistenta necesara pentru evitarea colapsului<br />
progresiv.<br />
Atunci când se aplica aceasta a treia metoda, se pot folosi doua strategii:<br />
- strategia bazata pe elementele cheie<br />
- strategia bazata pe asigurarea unor cai alternative de transfer, adică acceptarea cedării unor<br />
elemente sau componente dar nu a elementelor cu rol vital [4]<br />
In ambele cazuri, proiectarea pe baza de capacitate poate fi folosita pentru asigurarea unei<br />
redundante corespunzătoare necesare pentru redistribuita eforturilor interne in cazul cedării unor<br />
elemente (ex. cedarea unor stâlpi datorita unei explozii). Având in vedere posibilitatea producerii<br />
unor astfel de evenimente extreme, s-a studiat comportarea clădirii in cazul in care mai mulţi stâlpi<br />
ar fi avariaţi si si-ar pierde capacitatea portanta.<br />
2. CONFORMAREA <strong>SI</strong> CALCULUL STRUCTURII<br />
Structura aleasa este formata din cadre multietajate necontravântuite şi cadre contravantuite centric<br />
(structura duala). Pentru sporirea rigidităţii la forţele orizontale, în special din acţiunea vântului, pe<br />
lângă contravântuirile verticale dispuse pe toată înălţimea structurii, au fost prevăzute două centuri<br />
de contravântuiri dispuse perimetral, la mijlocul inaltimii si la ultimul nivel (Figura 1).<br />
Stâlpii au secţiunea sub forma de "cruce de Malta" si sunt realizaţi din profile laminate. Această<br />
secţiune a permis obţinerea unei bune rigidităţi cu un consum relativ redus de oţel, precum şi<br />
simplificarea îmbinărilor riglă-stâlp. In zona cadrelor necontravântuite, stâlpii au dimensiunea<br />
curenta la baza de 800x800mm. Prin înglobarea parţială în beton, cu armături şi conectori în zona<br />
nodurilor, se realizează o secţiune mixta, care asigura atât creşterea capacitatii portante cat si a<br />
rigiditatii. Secţiunea stâlpilor variază pe inaltime astfel: primul tronson de jos este realizat din 2<br />
profile HEM800, tronsonul intermediar din 2 profile HEB800 iar tronsonul superior din 2 profile<br />
HEA800. In zonele contravantuite în X, stâlpii sunt dezvoltaţi după direcţia contravântuirilor si au<br />
dimensiunea curenta la baza de 1000x500mm. Secţiunea stâlpilor variază pe inaltime astfel:<br />
tronsonul inferior este realizat dintr-un profil HEB1000 si un profil HEM500 iar tronsonul superior<br />
dintr-un profil HEB1000 si un profil HEB500. Grinzile principale de cadru si cele secundare de<br />
planşeu sunt realizate din profile laminate. Conectorii dispuşi pe grinzi au rolul de a împiedica<br />
flambajul prin încovoiere-răsucire, in cazul grinzilor principale si asigurarea conlucrării cu planşeul<br />
de beton armat, in cazul grinzilor secundare. Contravântuirile centrice verticale sunt de două tipuri,<br />
în X şi în V inversat si sunt realizate din profile laminate a căror secţiune variază pe inaltime, de la<br />
HEM450 la HEB400 pentru contravântuirile in V întors si de la HEB450 la HEB360 pentru<br />
contravântuirile in X. S-a optat pentru contravântuiri în V inversat datorită capacităţii de a asigura o<br />
rigiditate sporită a sistemului, ceea ce constituie o cerinţă esenţială în acest caz, atât pentru acţiunea<br />
seismului, cât şi a vântului. Pentru a reduce nivelul de solicitare in elementele adiacente,<br />
contravântuirile sunt realizate dintr-un otel mai slab fata de celelalte elemente (OL37 fata de OL52).<br />
Planşeele au fost realizate dintr-o placa de beton cu grosimea de 12 cm rezemata pe grinzi<br />
secundare (Figura 2).<br />
12
Plan etaj curent<br />
Cadru ax 2 Cadru ax 3 Cadru ax D Cadru ax B<br />
Figura 1. Secţiuni caracteristice structură TCI<br />
Calculul static şi dinamic s-a realizat printr-un calcul spaţial cu ajutorul programului de calcul<br />
ETABS. Pentru dimensionarea structurii de rezistenţă s-au utilizat prevederile din normele<br />
romaneşti de calcul in vigoare la data proiectării structurii (STAS 10108/0-78, P100/92), dar si noul<br />
normativ P100/2006. In plus, pentru situaţiile in care nu exista prevederi de calcul in normele<br />
romaneşti, au fost folosite prevederi din alte norme, îndeosebi cele europene (EN 1993-1.8,<br />
EN1994-1, EN1998-1).<br />
a) b) c)<br />
13
d)<br />
Figura 2: Secţiuni folosite pentru elemente: a) stâlpi in zona necontravantuita; b) stâlpi in zona<br />
contravantuita; c) grinzi principale si secundare; d) detaliu<br />
Dimensionarea s-a făcut pe baza infasuratorii cerinţelor maxime exprimate in cele doua normative<br />
de calcul seismic, P100/92 şi P100/2006. Datorita încadrării structurii in cerinţele de regularitate, sa<br />
folosit metoda de proiectare curenta bazata pe calculul modal cu spectre de răspuns.<br />
3. ANALIZA PERFORMANTELOR SEISMICE<br />
Pentru a investiga performantele seismice, s-au realizat analize dinamice neliniare folosind un set de<br />
înregistrări seismice (Figura 3). Au fost considerate 3 stări limita (nivele de performanta) si anume<br />
starea limita de serviciu SLS, starea limita ultima ULS si starea limita de prevenire a colapsului<br />
CPLS. Pentru fiecare stare limita s-au scalat miscarile seismice pentru a lua in considerare perioada<br />
de revenire aferenta fiecărei stări limita. Pentru ULS intensitatea miscarii seismice este cea de<br />
proiectare (λ = 1.0), pentru SLS este redusa la λ = 0.5 iar pentru CPLS este mărita la λ = 1.5.<br />
PSA, m/s 2<br />
15<br />
10<br />
5<br />
VR77−INC−NS<br />
VR86−ERE−N10W<br />
VR86−INC−NS<br />
VR86−MAG−NS<br />
VR90−ARM−S3E<br />
VR90−INC−NS<br />
VR90−MAG−NS<br />
spectru tinta P100−1/2006<br />
0<br />
0 1 2<br />
T, s<br />
3 4<br />
Figura 3. Spectrele de răspuns ale miscarilor seismice scalate la spectrul elastic<br />
Rezultatele au arătat formarea unui mecanism plastic favorabil prin dirijarea articulaţiilor plastice in<br />
elementele disipative si evitarea formarii lor in elementele nedisipative. Acest lucru confirma<br />
rezultatele calculului seismic iniţial (Figura 4.). Se poate de asemenea observa ca structura are<br />
performante adecvate la toate cele 3 nivele de performanta.<br />
Sa=0.16g Sa=0.24g Sa=0.36g Sa=0.16g Sa=0.24g Sa=0.36g<br />
14
a) b)<br />
Figura 4. Formarea articulaţiilor plastice: a) cadru marginal; b) cadru curent<br />
Valorile deformaţiilor plastice din grinzi si contravântuiri corespunzătoare stării limita de serviciu<br />
SLS (ag=0.16g) sunt reduse iar in stâlpi sunt complet evitate. In grinzi, nivelul rotirilor plastice<br />
atinge 0.01rad pentru SLU (ag=0.24g) si 0.015rad pentru CPLS (ag=0.36g), fiind mai mici decât<br />
capacitatile de rotire capabile (Tabel 1).<br />
Tabel 1. Rotirile plastice in grinzi si stâlpi (in rad) si deformaţiile plastice in contravântuiri la cele 3<br />
stări limita, valori mediate pentru toate înregistrările<br />
contravântuiri grinzi stâlpi<br />
SLS 0.002 0.002 -<br />
ULS 0.006 0.01 0.002<br />
CPLS 0.009 0.015 0.0035<br />
Figura 5 prezintă distribuţia driftului relativ de nivel normalizat pe direcţie transversala (valori<br />
mediate pe toate înregistrările). Se poate astfel observa ca valoarea maxima a driftului de nivel<br />
pentru SLS este mai mica decât cea maxima admisa (0.005h).<br />
4. REDUNDANTA STRUCTURALA IN CAZUL CEDARII UNOR STALPI<br />
In studiu au fost considerate mai multe scenarii:<br />
- pierderea unor stâlpi interiori de la parter<br />
- pierderea unor stâlpi perimetrali de la parter<br />
- pierderea unor stâlpi de la etajele superioare (et. 14)<br />
Stâlpii au fost scoşi din lucru unul cate unul si s-a analizat structura in fiecare situaţie printr-un<br />
calcul static neliniar. In cazul scenariului 1 in care 4 stâlpi interiori de la parter isi pierd capacitatea<br />
portanta, se formează articulaţii plastice in centurile de contravântuiri de la etajele 12 si 22. Acest<br />
lucru arata ca<br />
15
Storey level<br />
26<br />
24<br />
22<br />
20<br />
18<br />
16<br />
14<br />
12<br />
10<br />
8<br />
6<br />
4<br />
2<br />
0<br />
Sa=0.16g Sa=0.24g Sa=0.36g<br />
0 0.005 0.01 0.015<br />
Peak interstorey drift ratio<br />
Figura 5. Driftul relativ de nivel pe direcţie transversala, valori mediate pe toate înregistrările<br />
folosirea unui astfel de sistem are un rol foarte important in creşterea redundantei structurii. Acest<br />
lucru a fost confirmat si in cazul turnurilor World Trade Center. Astfel, dispunerea unor<br />
contravântuiri verticale la ultimele etaje a condus la transferarea eforturilor din stâlpii rupţi la<br />
impact către alte elemente încă intacte (Figura 8). Rotirile plastice in grinzile plastificate au valori<br />
de circa 0.011 rad. Cerinţele de ductilitate asupra elementelor disipative si a îmbinărilor acestora<br />
asigura astfel transferul eforturilor de la elementele ieşite din lucru la cele învecinate. Deoarece prin<br />
cerinţele de proiectare se asigura respectarea criteriului grinda slaba-stâlp tare, este împiedicata<br />
producerea unor mecanisme plastice de nivel in cazul cedării bruşte a stâlpilor.<br />
S1 S2 S3 S4<br />
Figura 6. Scenariul 1: cedarea unor stâlpi interiori de la parter<br />
5. CONCLUZII<br />
In lucrare se prezinta analiza pe baza de performamta a comportarii unei structuri in cadre duale<br />
multietajate. Cerintele aferente fiecarui nivel de performanta sunt determinate prin intermediul unor<br />
analize neliniare dinamice si a unui set de inregistrari seismice. Rezultatele au aratat ca modul de<br />
formare a articulatiilor plastice asigura o buna capacitate de disipare a energiei seismic induse, prin<br />
concentrarea cerintelor de ductilitate in elementele ductile si evitarea incursiunilor in domeniul<br />
postelastic pentru cele nedisipative. Un element foarte important pentru asigurarea unui mecanism<br />
plastic favorabil il constituie factorul Ω. In cazul unei structuri reale complexe, reducerea valorii<br />
factorului Ω este dificila, in conditiile in care unele elemente disipative pot sa fie dimensionate din<br />
alte conditii decat cele seismice. O solutie pentru aceasta o constituie utilizarea unor clase de otel<br />
diferite pentru elementele disipative (dual-steel). In cazul cladirii analizate, s-a optat pentru un otel<br />
cu limita de curgere mai joasa pentru contravantuirile centrice, fapt ce a condus la reducerea<br />
cerintelor de suprarezistenta in stalpi si in grinzile adiacente contravantuirilor.<br />
Redundanta structurala obtinuta prin proiectarea antiseismica conduce la o siguranta<br />
corespunzatoare in cazul in care anumite elemente importante (elemente cheie) sunt avariate sau<br />
S1 S2 S3 S4<br />
16
distruse datorita unor evenimente extreme de tipul exploziilor sau impactului. Deoarece imbinarile<br />
au o suprarezistenta adecvata fata de elementele imbinate, este posibila transferarea eforturilor<br />
interioare de la elementele cedate la elementele invecinate.<br />
Figura 7. Scenariul 1: distributia articulatiilor plastice in structura (θmax = 0.011rad)<br />
Figura 8. Secţiune prin WTC1 care arata caile de transmitere a eforturilor din stâlpii distruşi la<br />
impact<br />
BIBLIOGRAFIE<br />
[1] Cod de proiectare seismică P100: Partea I, P100-1/2004: Prevederi de proiectare pentru clădiri,<br />
2006.<br />
[2] Eurocode 8: Design provisions for earthquake resistance of structures - 1-1: General rules -<br />
Seismic actions and general requirements for structures, CEN, EN1998-1-1, October 1994<br />
[3] Bozorgnia Y., Earthquake engineering: from engineering seismology to performance-based<br />
engineering, Yousef Bozorgnia, Vitelmo Bertero, ISBN 0-8493-1439-9, CRC Press, 2004.<br />
[4] Dubina D. and Dinu F., Seismic performance of dual- steel multistorey building frames,<br />
Proceeding: Int. Seminar devoted to the activity of Prof. Rene Maquoi, Liege, Belgia, 14-15<br />
December 2007.<br />
[5] Jinkoo K., Junhee P., Design of steel moment frames considering progressive collapse, Steel<br />
and Composite Structures, vol.8, no.1 (2008), pg. 85-98.<br />
110<br />
105<br />
100<br />
95<br />
17
Anexa 2<br />
SCENARIUL „FOC DUPA CUTREMUR” PENTRU CLADIRI<br />
MULTIETAJATE CU STRUCTURA METALICA<br />
1. INTRODUCERE<br />
Dan Pintea, Raul Zaharia, Aurel Stratan, Dan Dubină<br />
Incendiul in zone urbane aglomerate poate fi produs de mai multe cauze, dar experienţa<br />
internaţională arată că seismul reprezintă o cauza majora [1]. După cum se arată şi în [2], pierderile<br />
rezultate din incendiul post-seism sunt comparabile cu pierderile provocate de seismul propriu zis.<br />
Incendii devastatoare după cutremure au fost puse în evidenţă la seismele din Northridge, Los<br />
Angeles, USA (1994) şi Kobe, Japan (1995). Cutremurul din Northridge în 1994 a produs incendii<br />
care au pus la încercare resursele serviciilor de stingere a incendiilor, datorită numărului lor,<br />
distrugerii sistemelor pasive de protecţie la foc, avarierii instalaţiilor de apă [3]. Departamentul de<br />
pompieri din Los Angeles City a răspuns la peste 2200 de solicitări în ziua cutremurului [4].<br />
Directiva Comisiei Europene din data de 21 decembrie 1988 precizează faptul că o structură trebuie<br />
proiectată astfel încât, în cazul unui incendiu, capacitatea portantă a structurii sa poate fi menţinută<br />
pentru o perioadă de timp, generarea şi răspândirea flăcărilor şi a fumului către construcţiile<br />
învecinate este sa fie limitată, ocupanţii sa poată părăsi construcţia sau sa poată fi salvaţi. Siguranţa<br />
echipelor de intervenţie este deasemenea considerata.<br />
În cazul unui cutremur, acesta poate provoca distrugeri structurale, distrugeri ale protecţiei la foc,<br />
clădirea devenind astfel mai vulnerabilă la foc. În plus, după cutremur, lipsa alimentarii cu apă, sau<br />
o presiune scăzută a acesteia, congestia traficului si apariţia de incendii simultane conduc la o<br />
răspândire a focului. Conform [5], după cutremur, un vânt cu viteza de peste 9 m/s duce la<br />
propagarea incendiului.<br />
După cutremur, se presupune că ocupanţii au evacuat clădirea, cum se întâmplă de obicei, sau sunt<br />
mai predispuşi să evacueze clădirea în cazul unui incendiu care urmează unui cutremur. Pe de altă<br />
parte, datorită cauzelor arătate mai sus (timpul mai mare necesar pompierilor pentru a ajunge la<br />
clădire, asociat cu posibila lipsă de măsuri active şi cu vulnerabilitatea clădirii) siguranţa echipelor<br />
de intervenţie poate fi pusă în pericol.<br />
În ultimii ani, au fost efectuate un număr de studii asupra comportării structurilor din oţel avariate<br />
de cutremur şi solicitate la incendiu [6,7], în care s-a propus o metodologie pentru analiza<br />
comportării structurilor. Studiile s-au concentrat asupra comportării la focul standard ISO, a<br />
cadrelor avariate de cutremure cu diverse grade de intensitate.<br />
În această lucrare, autorii propun o abordare a analizei structurale la foc natural după cutremur.<br />
Scenariile de incendiu au fost determinate conform anexei E din EN1991-1-2 [8], luând sau nu în<br />
considerare efectul măsurilor active de protecţie la foc, măsuri care pot fi prezente într-o situaţie de<br />
incendiu, dar nu neapărat intr-o situaţie de incendiu post-seism. Degradarea structurii produsa de<br />
cutremur a fost deasemenea luată în calcul.<br />
2 STRUCTURILE ANALIZATE<br />
Cadrul din oţel luat în considerare în prezentul studiu are dimensiunile precizate în Fig. 1. Structura<br />
este un cadru din oţel având trei deschideri şi trei travei de cate 6 m. Structura este realizată din<br />
profile de oţel European S235, toate îmbinările grindă stâlp fiind rigide.<br />
În combinaţia fundamentală de încărcări, cadrul a fost dimensionat la încărcările prezentate în<br />
Tabelul 1.<br />
Cadrul a fost verificat pentru două tipuri de mişcări seismice din România: un cutremur de suprafaţă<br />
(regiunea Banat) şi un cutremur de adâncime (regiunea Vrancea). Verificarea s-a făcut conform<br />
codului seismic românesc [9], adaptat după EN 1998.<br />
18
Analiza spectrala a fost efectuata considerând spectrul normalizat de răspuns elastic pentru regiunea<br />
Banat (ag=0.16g si Tc=0.7 secunde), dat in Fig. 2 si pentru regiunea Vrancea (ag=0.32g si Tc=1.6 s)<br />
dat in Fig. 3. Factorul de comportare al structurii s-a considerat cu valoarea q=6.<br />
3,5 m<br />
3,5 m<br />
3,5 m<br />
3,5 m<br />
4,5 m<br />
6 m 6 m 6 m<br />
Fig 1. Dimensiunile cadrului<br />
4.5<br />
β<br />
3.5<br />
2.5<br />
1.5<br />
β0 = 3<br />
2.1/T<br />
TC=0.7s<br />
0.5<br />
TB=0.07s<br />
0<br />
0 1 2<br />
TD=3<br />
3 4<br />
Period [s]<br />
Tabel 1. Încărcările de calcul<br />
Încărcarea Etaj curent<br />
6.3/T 2<br />
[kN/m 2 ]<br />
Acoperiş<br />
[kN/m 2 ]<br />
Permanentă 4,0 3,5<br />
Variabilă 2,0 1,5<br />
Vânt 0,5<br />
β<br />
3.5<br />
2.5<br />
1.5<br />
β0=2.75<br />
4.4/T<br />
8.8/T 2<br />
0.5<br />
TB=0.16<br />
0<br />
0 1<br />
TC=1.6s TD=2<br />
2 3<br />
Period [s]<br />
4<br />
Fig. 2. Spectrul de răspuns elastic - Banat Fig. 3. Spectrul de răspuns elastic - Vrancea<br />
Încărcarea din vânt în ambele regiuni seismice a fost considerată aceeaşi. Dimensionarea structurii<br />
din Banat a fost determinată de combinaţia fundamentală de încărcări, iar pentru structura din<br />
Vrancea combinaţia seismică a fost cea determinantă. Astfel, în cazul cadrului din Banat, secţiunile<br />
rezultate din combinaţia fundamentală de încărcări au rămas nemodificate după verificarea la seism.<br />
Fig. 4 arată secţiunile de oţel folosite la cadrul din Banat. Cadrul din Vrancea a rezultat cu grinzi cu<br />
secţiuni mai mari la anumite nivele, respectiv stâlpi mai puternici pe înălţimea cadrului (vezi Fig.<br />
5).<br />
Răspunsul seismic al structurii a fost evaluat printr-o analiză push-over, cerinţa de deplasare<br />
corespunzătoare acţiunii seismice fiind determinată cu ajutorul metodei N2, propusă de Fajfar [10]<br />
şi implementată în EN1998-1. Această metodă combină analiza de tip push-over a unui sistem cu<br />
mai multe grade de libertate cu răspunsul analizei spectrale a unui sistem cu un singur grad de<br />
libertate dinamic. Analiza push-over a fost realizată cu o distribuţie triunghiulară inversă a forţelor<br />
laterale, in ipoteza că răspunsul este determinat de modul fundamental de vibraţie. Analiza pushover<br />
a demonstrat că cerinţele precizate în normativul de seism conduc la o comportare bună a<br />
structurii. Recomandările referitoare la stâlpi (elemente nedisipative) asigură o comportare elastică<br />
a acestora. Până la colapsul structurii, articulaţiile plastice s-au format doar în grinzi şi la baza<br />
stâlpilor.<br />
19
HEA 340<br />
Fig. 4. Profile elemente - Banat Fig. 5. Profile elemente - Vrancea<br />
Conform metodei N2, spectrul de răspuns seismic este determinat pentru un sistem echivalent cu un<br />
singur grad de libertate. Curbele de tip push-over fiind obţinute pentru sistemul cu mai multe grade<br />
de libertate, este necesară determinarea curbei forţă-deplasare pentru sistemul echivalent cu un<br />
singur grad de libertate.<br />
Deplasarea ţintă pentru fiecare sistem cu un grad de libertate este definita ca fiind intersecţia intre<br />
curba de capacitate si cerinţa spectrala in format Sa-Sd. Deplasarea ţintă pentru sistemul cu un grad<br />
de libertate, Sd, este apoi transformat in deplasarea la vârf Dt a sistemului cu mai multe grade de<br />
libertate.<br />
Figurile 6 si 7 arata intr-o forma grafica procedura utilizată pentru determinarea deplasării ţintă<br />
pentru sistemele cu un grad de libertate.<br />
PSA [m/s 2 ]<br />
5<br />
4<br />
3<br />
2<br />
1<br />
0<br />
IPE 330<br />
IPE 360<br />
IPE 360<br />
IPE 360<br />
IPE 400<br />
0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25<br />
SD [m]<br />
HEA 500<br />
PSA [m/s 2 ]<br />
10<br />
8<br />
6<br />
4<br />
2<br />
0<br />
IPE 330<br />
IPE 360<br />
IPE 360<br />
IPE 400<br />
IPE 400<br />
0 0.2 0.4<br />
SD [m]<br />
0.6 0.8<br />
Fig. 6. Determinarea deplasării ţinta - Banat Fig. 7. Determinarea deplasării ţinta - Vrancea<br />
Se poate remarca faptul că structura din Banat nu suferă deformaţii plastice după cutremur. După<br />
cum s-a arătat, cadrul din Banat a fost dimensionat din combinaţia fundamentală de încărcări,<br />
secţiunile din oţel rămânând nemodificate după verificarea la seism.<br />
Pe de altă parte, cadrul din Vrancea a avut un răspuns inelastic, având o deplasare relativa de etaj<br />
maxima de 2,7%, mai mare decât limita de 2,5% propusă de FEMA 356 [11], pentru limita<br />
corespunzătoare criteriului de performanta „life safety”. Aceasta înseamnă că structura va prezenta<br />
avarii semnificative ale elementelor nestructurale, avarii moderate ale elementelor structurale, dar<br />
siguranţa persoanelor este garantată.<br />
Astfel, după seism, cadrul din Banat nu prezintă degradări structurale, pe când in cazul cadrului din<br />
Vrancea, pentru analiza la foc, vor fi luate în calcul două ipoteze:<br />
- are loc un cutremur de intensitate redusă şi structura nu suferă avarii;<br />
- are loc un cutremur de cod pentru regiunea Vrancea şi structura suferă avariile precizate.<br />
20
3 ANALIZA LA FOC STANDARD<br />
Curba de foc standard ISO 834 a fost aplicată stâlpilor şi grinzilor de la parter, în ipoteza că parterul<br />
reprezintă un compartiment de incendiu. Elementele din oţel nu sunt protejate la foc. Pe grinzile din<br />
oţel focul acţionează pe trei laturi (partea superioară a grinzilor fiind protejată de planşeul din<br />
beton). În analiza mecanică, nu s-a luat în considerare colaborarea dintre grindă şi placa de beton.<br />
Evoluţia deplasării la vârf a cadrelor funcţie de timp este prezentată în Figurile 8-10. Tabelul 2<br />
prezintă rezistenţele la foc pentru fiecare caz în parte.<br />
Se poate remarca că pentru cadrul Vrancea există o diferenţă semnificativă a rezistenţei la foc ISO,<br />
de 6 minute (30%) între structura neavariată (înainte de seism) şi structura avariată (după seism).<br />
Deoarece după seism structura Banat nu suferă avarii, rezistenţa la foc pre-seism şi post-seism este<br />
aceeaşi, 16 minute. Deoarece structura Vrancea a fost dimensionata din combinaţia de seism<br />
(structura Banat a fost dimensionată din combinaţia fundamentală) are o rezervă importantă de<br />
rezistenţă la foc în comparaţie cu structura Banat: 26 de minute în cazul structurii Vrancea<br />
neavariate faţă de 16 minute ale structurii Banat.<br />
Deplasare [mm]<br />
Deplasare [mm]<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
400<br />
390<br />
380<br />
370<br />
360<br />
350<br />
0 5 10 15 20 25 30<br />
Timp [min]<br />
Deplasare [mm]<br />
15<br />
12<br />
9<br />
6<br />
3<br />
0<br />
0 5 10 15 20 25 30<br />
Timp [min]<br />
Fig. 8. Banat - ISO Fig. 9. Vrancea neavariat - ISO<br />
0 5 10 15 20 25 30<br />
Timp [min]<br />
Fig. 10. Vrancea avariat - ISO<br />
Tabel 2. Rezistenţa la foc ISO [minute]<br />
Cadru Neavariat Avariat<br />
Banat 16<br />
Vrancea 26 20<br />
4 ANALIZA LA FOC NATURAL<br />
Elementele din oţel neprotejate de la parter, în cazul celor două structuri, au fost solicitate la curbe<br />
de foc natural, obţinute cu programul OZone V2 [12]. În cazul focului natural intervin în calcul mai<br />
mulţi parametri: suprafaţa maximă a focului, densitatea de sarcină termică şi mărimea deschiderilor.<br />
Problema cea mai complicată este stabilirea comportării suprafeţelor vitrate. În mai toate cazurile,<br />
fluxul de oxigen într-o încăpere provine de la ferestre sau uşi deschise, evantual sisteme de<br />
ventilaţie mecanică. În cazul unui incendiu, ferestrele iniţial închise pot crăpa ducând la deschideri<br />
care asigură fluxul de oxigen. Astfel, este esenţială cunoaşterea comportării suprafeţelor vitrate la<br />
foc.<br />
Când un geam de sticlă ordinară este încălzit, acesta are tendinţa de a fisura la temperaturi de 150 -<br />
200ºC. La aceste temperaturi apar fisuri pe toată suprafaţa geamului, dar care nu afectează fluxul de<br />
oxigen. Pentru ca fluxul de aer să fie afectat este necesară nu doar apariţia fisurilor, ci si<br />
21
desprinderea de bucăţi din geam. Singurele rezultate bazate pe studii probabilistice efectuate asupra<br />
panourilor de sticlă încălzite uniform provin de la Building Research Institute (BRI) din Japonia<br />
[13], unde s-au făcut încercări experimentale asupra panourilor de sticlă de 3 mm grosime.<br />
Rezultatele obţinute sunt prezentate în Fig. 11. Această figură arată probabilitatea spargerii<br />
geamurilor funcţie de creşterea de temperatură.<br />
În prezentul studiu, focul este limitat la parter (suprafaţa focului de 324 m 2 ), considerat un<br />
compartiment de incendiu. Pereţii sunt realizaţi din beton cu greutate normală cu grosimea de 20 cm<br />
şi următoarele caracteristici termice: conductivitate termică de 0,8 W/mK, respectiv căldura<br />
specifică de 840 J/kgK. După cum se arată şi în Fig. 12, ferestrele pe trei laturi au o înălţime de 2 m<br />
cu un parapet de 1 m. Pe al patrulea perete, ferestrele au 0,5 m înălţime cu un parapet de 2 m.<br />
Pentru aceste ferestre s-a considerat o variaţie liniară a deschiderii. Pe baza încercărilor prezentate<br />
mai sus, la 300°C un procent de 30% din ferestre s-au considerat sparte, iar la 500°C toate ferestre<br />
sunt sparte, practic toată suprafaţa iniţială reprezentată de geamuri fiind deschisă.<br />
Fig. 11. Spargerea geamurilor(din Tanaka et al.<br />
1998).<br />
2.0 m<br />
0.5 m<br />
2.0 m<br />
18 18 mm<br />
Fig. 12. Compartimentul de foc<br />
2 2 mm<br />
8 8 mm 8 8 mm<br />
2.5 m<br />
2.0 m<br />
1.0 m<br />
Destinaţia clădirii este de birouri, având o densitate de sarcină termică caracteristică qf,k de 511<br />
MJ/m 2 . Densitatea de sarcină termică de calcul, conform anexei E din EN1991-1-2 [8], este:<br />
q = q ⋅m ⋅δ⋅δ ⋅δ<br />
(1)<br />
f , d f , k q1 q2 n<br />
în care, m este factorul de combustie, δq 1 este factorul de risc al producerii incendiului care ţine<br />
seama de mărimea compartimentului, δq 2 este factorul de risc al producerii incendiului care ţine<br />
10<br />
seama de destinaţia încăperii şi δn = ∏δ<br />
ni este un factor care ia în considerare diferitele măsuri<br />
i=<br />
1<br />
active de protecţie la foc (sprinklere, detectoare de fum, alarmarea automată a brigăzii de pompieri,<br />
etc.).<br />
Tabelul 3 prezintă valorile coeficienţilor care ţin seama de măsurile active de protecţie la foc luate<br />
în calcul. Înainte de seism, clădirea fiind echipată cu sprinklere şi hidranţi, coeficientul δ1 care ţine<br />
seama de existenţa sistemelor automate de stingere (sprinklere) şi δ2 coeficientul care ţine seama de<br />
reţeaua independentă de alimentară cu apă (hidranţi) sunt amândoi subunitari. După seism,<br />
considerând avarierea sistemelor de alimentare cu apă, ambii coeficienţi devin 1,0 (defavorabil).<br />
Coeficienţii δ5-9 sunt deasemenea afectaţi datorită cauzelor menţionate mai sus (congestia traficului,<br />
număr mare de apeluri, defecţiuni ale reţelei electrice, intervenţie întârziată).<br />
Tabel 3. Măsuri active de protecţie la foc înainte şi după seism.<br />
Sprinklere Rezerva Detectoare Alarmare Brigadă Căi de Extinctoare Extractoare Total<br />
22
Scenarii<br />
de foc<br />
de apa locală<br />
pompieri<br />
acces de fum<br />
δ1 δ2 δ3/4 δ5 δ6/7 δ8 δ9 δ10 Πδn<br />
Înainte 0,61 0,87 0,73 0,87 0,78 1,0 1,0 1,0 0,26<br />
După 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,5 1,5 1,0 2,25<br />
Folosind aceşti parametri în programul OZone V2 [12] s-au obţinut două curbe de foc naturale (vezi<br />
Fig. 13). Prima curbă, pentru care nu se produce flashover, denumită „Înainte” produce o<br />
temperatură maximă de 470°C la 36 minute şi este controlată de ventilaţie. Curba „După” este<br />
controlată de combustibil şi are o temperatură maximă de 670°C la 96 minute.<br />
Aceste curbe au fost utilizate în programul SAFIR [14] pentru a determina distribuţia de<br />
temperatură pe fiecare din secţiunile de oţel neprotejate, expuse la foc. Pe grinzi focul a fost aplicat<br />
pe trei laturi (talpa superioara fiind protejată de dala de beton). Fig. 14 arată distribuţia temperaturii<br />
în grinzile de deasupra parterului la 41 minute (momentul flashover).<br />
Rezultatele analizei structurale sunt prezentate în Figurile 15-19. Evoluţia în timp a deplasării la<br />
vârf este prezentată în câte o diagramă. Tabelul 4 sintetizează rezistentele la foc ale structurilor.<br />
Dacă se consideră toate măsurile active de protecţie la foc (înainte de seism), ambele cadre rezistă<br />
la acţiunea focului (fara colaps). După seism, structura Vrancea chiar dacă este avariată, rezistă la<br />
incendiu, pe când structura Banat nu (timp de rezistenta la foc 74 minute), chiar dacă nu este<br />
avariată de seism. Trebuie totuşi spus că în ipoteza structurii avariate după seism, structura Vrancea<br />
este foarte aproape de ruină după aproximativ 95 de minute şi suferă deplasări importante în<br />
comparaţie cu structura neavariată (Fig. 18 şi 19). Structura rezistă totuşi deoarece, în acel moment<br />
focul intră faza de regresie.<br />
Temperatura [°C]<br />
750<br />
600<br />
450<br />
300<br />
150<br />
0<br />
Înainte<br />
După<br />
0 30 60<br />
Timp [min]<br />
90 120<br />
Y<br />
X<br />
Z<br />
CONTOUR PLOT<br />
TEMPERATURE PLOT<br />
TIME: 2460 sec<br />
465.70<br />
453.11<br />
440.53<br />
427.94<br />
415.35<br />
402.76<br />
390.18<br />
377.59<br />
365.00<br />
Fig. 13. Curbele de foc natural Fig. 14. Distribuţia temperaturii în grindă<br />
Deplasare [mm]<br />
8<br />
6<br />
4<br />
2<br />
0<br />
0 20 40 60 80 100 120<br />
Timp [min]<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
0<br />
0 20 40 60 80 100 120<br />
Timp [min]<br />
Fig 15. Banat – înainte de seism Fig. 16. Vrancea – înainte de seism<br />
Deplasare [mm]<br />
23
Deplasare [mm]<br />
150<br />
120<br />
90<br />
60<br />
30<br />
0<br />
0 20 40 60 80 100 120<br />
Timp [min]<br />
Deplasare [mm]<br />
8<br />
6<br />
4<br />
2<br />
0<br />
0 20 40 60 80 100 120<br />
Timp [min]<br />
Fig. 17. Banat – Structură nedegradată – după Fig. 18. Vrancea – Structură nedegradată –după<br />
seism<br />
seism<br />
Deplasare [mm]<br />
475<br />
450<br />
425<br />
400<br />
375<br />
350<br />
0 20 40 60 80 100 120<br />
Timp [min]<br />
Fig. 19. Vrancea – Structură degradată – după seism<br />
Tabel 4. Rezistenţe la foc natural [minute]<br />
Cadru Înainte seism<br />
După seism<br />
Structură Structură<br />
Nedegradată Degradată<br />
Banat Fără colaps 74<br />
Vrancea Fără colaps Fără colaps Fără colaps<br />
5 CONCLUZII<br />
Analiza comportării structurilor la foc după seism constă în modelarea comportării la foc a<br />
structurii, luând în considerare degradarea indusă în structură de către seism. În prezenta lucrare,<br />
această analiză a fost efectuată luând în considerare atât curba de foc standard ISO, cât şi scenarii de<br />
foc natural, în ipoteza că evenimentul seismic produce sau nu degradarea structurii. Curbele de foc<br />
natural au fost determinate în ipoteza existenţei măsurilor active de protecţie la foc înainte de un<br />
eveniment seismic, respectiv a lipsei totale sau parţiale a măsurilor active post-seism datorită<br />
congestionării căilor de acces, lipsei alimentării cu apă, avariilor de curent, etc.<br />
Pentru acest studiu, o clădire dimensionată pentru combinaţiile fundamentale de încărcări, a fost<br />
verificată şi adaptată pentru a rezista unor cutremure de intensitate moderată şi severă, în două<br />
regiuni seismice ale României. În cazul cutremurului moderat, structura nu a suferit modificări, pe<br />
când în cazul cutremurului sever, structura a fost modificată, considerând profile mai puternice<br />
pentru stâlpi şi grinzi.<br />
24
În cazul scenariului cu toate măsurile active de protecţie la foc prezente, ambele structuri au rezistat<br />
la incendiu. De fapt, considerând toate măsurile active de protecţie la foc prezente, incendiul nu<br />
atinge faza de flashover (incendiu generalizat). După seism, structura proiectată pentru cutremurul<br />
mai sever rezistă la incendiu, chiar dacă structura este degradată in urma evenimentului seismic, in<br />
timp ce structura dimensionată din combinaţia fundamentală de încărcări cedează.<br />
În concluzie, cadrul adaptat pentru acţiunea seismică are o importantă rezervă de rezistenţă la foc<br />
pre şi post-seism. Această concluzie a fost pusă în evidenţă atât sub focul natural cât şi sub focul<br />
ISO.<br />
BIBLIOGRAFIE<br />
[1] Wellington Lifelines Group, Fire following earthquake: Identifying key issues for New<br />
Zealand, Wellington, New Zealand, October 2002.<br />
[2] A. H. Buchanan, Structural design for fire safety, John Wiley & Sons, England, 2001<br />
[3] Todd D., Carino N., Chung R.M., Lew H.S., Taylor A.W., Walton W.D., Cooper J.D., Nimis<br />
R., Northridge earthquake performance of structures, Lifelines and Fire Protection Systems,<br />
NIST Special Publication 862, Gaithersburg MD, 20899, May, 1994<br />
[4] David D. Evans, Wiliam D. Walton, Frederick W. Mowrer, Progress report on fires following<br />
the Northridge earthquake, Thirtheen meeting of the UJNR panel on fire research and safety,<br />
March 13-20, 1996, Volume 2, Editor Kellie Ann Beall, NIST, Gaithersburg, MD 20899, 1997<br />
[5] All-Industry Research Advisory Council, Fire following earthquake, Estimation of the<br />
conflagration risk to insured property in Los Angeles and San Francisco, Oak Brook, IL, 1987<br />
[6] Della Corte G, Faggiano B., Mazzolani F.M., On the structural effects of fire following<br />
earthquake, Improvement of buildings, Taylor & Francis Group, London, 2005<br />
[7] Faggiano B, Esposto M., Mazzolani F.M., Landolfo R., Fire analysis on steel portal frames<br />
damaged after earthquake according to performance based design, Urban Habitat Constructions<br />
under Catastrophic Events, COST C26 Workshop, Prague, March, 2007<br />
[8] EN1991-1-2: Eurocode 1 - Actions on structures - Part 1-2: General actions - Actions on<br />
structures exposed to fire, 2005, European Committee for Standardization, Brussels<br />
[9] P100-1/2004, 2005. Seismic design code – Part 1: Rules for buildings (in Romanian) Indicativ<br />
P100-1/2004, Buletinul Constructiilor, Vol. 5, 2005<br />
[10] Fajfar P., A non linear analysis method for performance based seismic design, Earthquake<br />
Spectra, vol. 16, no. 3, pp. 573-592, August, 2000<br />
[11] FEMA 356, Guidelines for Seismic Rehabilitation of Buildings, Vol. 1:Guidelines,<br />
FEMA 356, Washington DC, 2002 (formerly FEMA 273).<br />
[12] Cadorin, J.F, Pintea, D., Dotreppe, J.C, Franssen, J.M, 2003, A tool to design steel elements<br />
submitted to compartment fires- Ozone V2, Fire Safety Journal, Elsevier, 38, 439-451.<br />
[13] Tanaka, T., et al., Performance-Based Fire Safety Design of a High-rise Office Building,<br />
Building Research Institute, Japan, 1998<br />
[14] J.M. Franssen, VK. R. Kodur, J. Mason, User Manual for SAFIR. A computer program for<br />
analysis of structures subbmited to the fire. University of Liege, 2004.<br />
25
Anexa 3<br />
<strong>DE</strong>FINIREA PROGRAMULUI EXPERIMENTAL PENTRU <strong>SI</strong>STEME <strong>DE</strong><br />
CONSOLIDARE ANTISEISMICA A CADRELOR DIN BETON ARMAT CU<br />
CONTRAVANTUIRI CU FLAMBAJ IMPIE<strong>DE</strong>CAT (WP 3)<br />
Drd. Ing. Sorin BOR<strong>DE</strong>A<br />
1. INTRODUCERE<br />
Romania este o tara cu risc seismic ridicat; inainte de 1963 cladirile din beton armat erau<br />
dimensionate sa reziste doar la incarcari gravitationale. Principalele deficiente ale acestor cladiri<br />
sunt: cedarea prin mecanisme de etaj datorate stalpilor care au o rezistenta mai mica decat cea a<br />
grinzilor, insuficienta armare transversala a grinzilor pentru forta taietoare, lipsa de confinare a<br />
betonului in zonele plastic potentiale datorate distantei mari dintre etrieri si existenta unei lungimi<br />
de ancoraj a armaturilor longitudinale mult mai mica decat cea necesara.<br />
Evaluarea raspunsului seismic al unei structuri din beton armat este rezultatul unor serii de<br />
aproximari si simplificari comparativ cu raspunsul real. Pentru a evalua mai exact comportamentul<br />
unei astfel de structuri neconformate seismic este nevoie de o serie de modificari ale<br />
caracteristicilor materialului, sectiunilor in scopul de a ne apropia de raspunsul real. Astfel de<br />
prevederi sunt disponibile in norme precum EC2, EC8 si FEMA356 si in diverse publicatii<br />
stiintifice.<br />
Scopul acestei lucrari este conformarea antiseismica a structurii prin obtinerea unui comportament<br />
global disipativ, evitarea coloapsului structurii in cazul unui cutremur si imbunatatirea proprietatilor<br />
mecanice in termeni de rezistenta si ductilitate utilizandu-se un sistem metalic de contravantuiri cu<br />
flambaj impiedecat. Renuntarea la metodele traditionale de reabilitare a unei structuri se datoreaza<br />
faptului ca acestea imbunatatesc comportarea materialului doar la nivel local, dar nu aduc nici o<br />
schimbare majora in raspunsul global al structurii fara a-i optimiza mecanismul de rezistenta la<br />
actiuni seismice. Dimpotriva, intarirea sau rigidizarea unor elemente poate conduce la un<br />
comportament structural defavorabil la actiunea seismica, in special in cazul in care interventia este<br />
limitata doar la un numar de elemente. De altfel, sistemele traditionale necesita in general o<br />
cantitate mare de materiale, in vederea atingerii unui nivel de performanta seismic satisfacator. De<br />
exemplu, structurile de beton armat necesita cresterea sectiunii transversale; acest fapt, conducand<br />
la o crestere a maselor inertiale cat si la compromiterea functionalitatii constructiei.<br />
2. <strong>SI</strong>STEMUL <strong>DE</strong> CONSOLIDARE CU BRB<br />
2.1. Generalitati.<br />
Contravantuirile cu flambaj impiedecat („Buckling Restrained Braces (BRB)”) au fost inventate in<br />
Japonia la inceputul anilor ’80 si implementate in 1988; 10ani mai tarziu tehnologia s-a transferat si<br />
in Statele Unite si au fost implementate in anul 2000; in Europa au fost testate experimental in<br />
Napoli (Italia) in cadrul unui proiect international „The ILVA – I<strong>DE</strong>M Research Project”sub<br />
coordonarea Prof. Dr. Ing. Federico M. Mazzolani.<br />
Contravantuirile cu flambaj impiedecat sunt caracterizate prin abilitatea elementelor de a avea<br />
aceeasi comportare la compresiune ca si la intindere. Aceasta comportare este atinsa prin limitarea<br />
flambajului miezului de otel cu ajutorul unei carcase umplute cu agregate (nisip, pietris, mortar)<br />
care rezista flambajului contravantuirilor. (vezi Figura 1.)<br />
26
Figura 1. Alcatuirea contravantuirilor cu flambaj impiedecat<br />
2.2. Tipuri de contravantuiri cu flambaj împiedecat:<br />
Japonia – (1973) Miez de otel inclus intre panouri de beton<br />
Desi sistemul a fost atestat la inceputul anillor ’80, munca de pionierat in utilizarea<br />
contravantuirilor cu flambaj impiedecat apartine lui Wakabayashi et al (1973) care a dezvoltat un<br />
sistem in care placute de otel au fost “facute sandwich” intre panouri de beton prefabricat (vezi<br />
Figura 2.). De altfel, câteva materiale de legătura au fost studiate si in urma unor teste pull-out s-a<br />
ajuns la concluzia ca un strat de rasina epoxidica acoperita cu rasina de silicon a fost cea mai buna<br />
soluţie in ceea ce priveşte efectul de legătura, usurinta punerii in practica si durabilitate.<br />
– Miezul de otel invelit in chesoane diferite umplute cu beton<br />
Fujimoto si al. (1988) a studiat comportamentul unui anumit tip de contravantuire cu flambaj<br />
impiedecat (“Buckling Restrained Brace (BRB)”) cu miezul de otel invelit intr-un cheson de otel<br />
umplut cu mortar (Figura 4.a).<br />
Nagao si Takahashi (1990) au dezvoltat un BRB compus dintr-o sectiune de otel cu talpi late<br />
invelita in beton armat (Figura 4. b).Studiile experimentale au evaluat armatura, rigiditatea si<br />
cerintele de rezistenta ale betonului.<br />
Figura 4. c prezinta un miez de otel cruciform invelit in beton armat cu fibre de otel (Horie et al.,<br />
1993),<br />
Figura 4. d prezinta o placa de otel confinata de 2 panouri de beton prefabricat prinse prin<br />
intermediul unor suruburi (Inoue et al., 1993).<br />
Inimile de otel folosite din Fig. (e) pana la (h) au fost confinate numai cu chesoane din otel de inalta<br />
rezistenta SS (Suzuki et al., 1994; Kuwahara and Tada, 1993; Manabe et al.,1996; Shimizu et al.,<br />
1997).<br />
Figura 2. Contravantuiri cu flambaj impiedecat “facute sandwich” intre panouri de beton<br />
prefabricat. (Wakabayashi et al., 1973) ale contravantuirilor cu flambaj impiedecat<br />
27
Figura 3. Diferite tipuri de sectiuni transversale<br />
India –Core-Loaded Sleeved Strut (Sridhara, 1990, Prasad, 1992, Kalyanaraman et al., 1994,<br />
1998).<br />
Ideea stalpilor teaca este de a decupla rezistenta la compresiune a miezului de otel de flambajul prin<br />
incovoiere a tecii (vezi Figura 4).<br />
– Inima incarcata a unui stalp teaca (Sridhara, 1990, Prasad, 1992, Kalyanaraman et al.,<br />
1994, 1998).<br />
Prasad a realizat un test la compresiune a unui model la scara redusa, unde exista un spatiu intre<br />
inima de otel si maneca (Figura 5). Specimenul a flambat mai intai in primul mod cu inima de otel<br />
avand ca puncte de reazem cu teaca – ambele capete si centrul. Odata cu cresterea incarcarii inima<br />
va face un salt intr-un mod de flambaj mai mare; tranzitia de la un mod la altul cauzand o scadere a<br />
temporala a incarcarii.<br />
Figura 4. Conceptul stalpilor teaca cu cresterea incarcarii (Sridhara, 1990)<br />
Figura 5. Conceptul stalpilor teaca si comportamentul tipic al acestora (adaptat de Prasad, 1992)<br />
SUA - Figura 6, prezinta un tip de BRB care a fost primul introdus in SUA pentru aplicatii<br />
practice. Sectiunea inimii de otel este dreptunghiulara sau cruciforma.<br />
28
Figura 6. a) BRB pentru constructii noi; b) Conceptul unui tip de BRB, (Clark et al., 1999)<br />
Raspunsul tipic al BRB se observa in Figura 7 (Clark et al., 1999). Analizele includ stabilitatea vs<br />
flambaj global, flambajul miezului de otel in moduri mai inalte si flambajul torsional al miezului<br />
care a fost condus de Black et al. 2002.<br />
Higgins si Newell (2002, 2004) au studiat un tip de BRB care foloseste o teava de otel umpluta cu<br />
agregate ca si mecanism de impiedicare la flambaj (Figura 8).<br />
Figura 7. Raspuns ciclic al unui BRB cu agregate<br />
Taiwan – Chen si al. (2001) au studiat:<br />
- comportamentul ciclic al BRB-urilor cu rezistenta mica la curgere nominal Fy = 100 MPa.<br />
- BRB-uri numai din otel cu sectiuni din otel pe post de mecanism de impiedicare la flambaj<br />
(Figura. 9).<br />
– (Tsai et al. (2004) ) au investigat BRB-urile cu tuburi duble pentru a reduce marimea<br />
imbinarilor si pentru a imbunatati constructibilitatea in domeniu, (Figura 10). Fiecare element este<br />
compus din 2 parti identice. Fiecare parte are un miez de otel (platbanda sau sectiune T) invelit intrun<br />
tub de otel cu o sectiune dreptunghiulara. Ambele capete au sectiune T astfel incat fiecare capat<br />
poate fi conectat pe guseu. Dupa instalarea celor 2 parti, se folosesc placute pentru a conecta cele 2<br />
parti, ca ele sa lucreze impreuna. De asemenea s-a studiat si efectul materialului de legatura asupra<br />
raspunsului ciclic al BRB-urilor. Testele au demonstrat ca folia de cauciuc din silicon (silicone<br />
rubber sheet) produce cea mai mica diferenta intre capacitatile de compresiune si intindere.<br />
29
Figura 8. Conceptul si raspunsul ciclic al unui sistem de BRB (Clark et al. 1999) pe post de<br />
mecanism de impiedicare a flambajului.<br />
Figura 9. BRB cu chesoane de otel pe post de mecanism de impiedicare la flambaj<br />
Figura 10.BRB cu tub dublu (Tsai et al 2002).<br />
Italia – (Federico M. Mazzolani et al (2000-2005)) “Seismic upgrading of RC buildings by<br />
advanced techniques – the ILVA – I<strong>DE</strong>M Research Project” au studiat si consolidat un cadru P+1<br />
din beton armat cu “only-steel BRB” contravantuiri din flambaj impiedecat doar din otel, partea<br />
care retine flambajul inimii de otel fiind reprezentata de 2 chesoane legate prin placute sudate sau<br />
fiind si ele invelite intr-un cheson prins in suruburi.<br />
30
2.3. Dimensionarea si modelarea contravantuirilor cu flambaj impiedecat:<br />
2.3.1. Generalitati<br />
Dimensionarea contravantuirilor cu flambaj impiedecat se face conform Eurocode 3 si urmand<br />
pasii descrisi in AISC 2005. Astfel, fortele seismice aplicate pe cadrul de beton armat se obtin din<br />
analiza spectrala cu o reducere a factorului q egala cu 6. In AISC 2005 se presupune ca, cadrele cu<br />
contravantui cu flambaj impiedecat si cele cu contravantuiri excentrice, au ductilitate structurala<br />
similara si au aceeasi valoare al factorului de reducere R din AISC 2005. De aceea factorul de<br />
comportare q care se propune a se utiliza pentru un sistem cu contravantuiri cu flambaj impiedecat<br />
se considera egal cu cel pentru contravantuiri excentrice din Eurocode 8, si anume q egal cu 6. (Sl.<br />
Dr. Ing. A. Stratan). De altfel, trebuie mentionat caci contravantuirile cu flambaj impiedecat se<br />
considera articulate la capete.<br />
Modelarea contravantuirilor cu flambaj impiedecat pentru un comportament inelastic se poate face<br />
prin plasticitate concentrata cu ajutorul unei relatii forta – deplasare biliniare elastic perfect-plastic /<br />
ecruisare.<br />
Pentru o calitate a materialului si o lungime a elementului se calculeaza deplasarea la curgere,<br />
deplasarea ultima obtinandu-se pe baza rezultatelor experimentale prezentate de Newell (n.d.).<br />
Bazandu-ne pe aceste rezultate raportul de ductilitate (deplasare ultima / deplasare de curgere) s-a<br />
estimat o valoare de 8.3 pentru intindere si 7.5 pentru compresiune.<br />
Pentru obtinerea fortei maxime de compresiune / intindere ajustate se aplica formulele din AISC<br />
2005. Singura parte importanta a modelarii si dimensionarii contravantuirilor cu flambaj impiedecat<br />
o reprezinta inima de hotel; elementele de prevenire a flambajului si / sau cele de interfata (in cazul<br />
betonului, mortarului si al agregatelor) se dimensioneaza experimental in asa fel incat elementului<br />
activ (inima de otel) sa-i fie permis mici deformatii dar nu flambaj.<br />
2.3.2. Studiu de caz<br />
In studiul de caz, prezentat mai jos, contravantuirile cu flambaj impiedecat au fost introduse doar in<br />
deschiderea din mijloc, in V inversat, articulate la capete. Dimensionarea si modelarea<br />
contravantuirilor s-a facut dupa cum s-a descries mai sus, obtininadu-se urmatoarele arii ale<br />
sectiunii dreptunghiulare: la parter A=250 mm 2 ; la primul etaj A=230 mm 2 ; si la etajul al doilea<br />
A=112 mm 2 (vezi figura 11).<br />
Figura 11 Ariile sectiunilor inimii de otel (partii active) a sistemului de contravantuiri cu flambaj<br />
impiedecat.<br />
3. CADRUL SUPUS ANALIZEI<br />
31
3.1. Descriere cadru<br />
3.0 [m]<br />
3.0 [m]<br />
3.0 [m]<br />
A A<br />
Ø6/25<br />
B<br />
B<br />
A B C D E D C B A<br />
A B C D E D C B A<br />
A<br />
2Ø12<br />
35 [cm] Ø6/25<br />
1Ø12 25 [cm]<br />
2Ø10<br />
10 [cm]<br />
B<br />
B<br />
B<br />
4.0 [m] 4.0 [m] 4.0 [m]<br />
B B<br />
beff = 100 [cm]<br />
2Ø10<br />
20 [cm]<br />
Ø6/25<br />
3Ø12<br />
B<br />
B<br />
B<br />
C C<br />
2Ø16<br />
2Ø12<br />
1Ø12<br />
2Ø10<br />
3.6 [m]<br />
D D<br />
2Ø16<br />
A A<br />
25 [cm]<br />
B B<br />
25 [cm]<br />
2Ø12<br />
Ø6/25<br />
Ø6/25<br />
Figura 12. Geometria cadrului si caracteristicile geometrice ale sectiunilor pentru stalpi si grinzi<br />
Dimensionarea cadrului de beton armat s-a facut doar la incarcari gravitationale conform<br />
standardelor romanesti din anii 1950 (original design). Cladirea este localizata in Bucuresti.<br />
Latimea efectiva a grinzilor (72 cm conform cu FEMA 356) s-a luat in considerarea doar in camp.<br />
Dimensionarea si armarea elementelor de beton armat (grinzi si stalpi) s-a calculat dupa normele<br />
moderne. Detaliile de armatura sunt caracteristice practicii din Romania din timpul anilor 1950: (1)<br />
lungime de ancoraj insuficienta a armaturilor de jos in noduri; (2) armatura inclinata pentru<br />
rezistenta la forta taietoare; (3) etrieri deschisi, distribuiti la distante mari (20 - 25 cm) in zonele<br />
plastic potentiale.<br />
O remarca importanta o reprezinta existenta pe cadrele exterioare, a unei zidarii de umplutura cu<br />
grosimea de 0.38 m si cu o greutate specifica de 18 KN/m 3 .<br />
Geometria cadrului si sectiunile obtinute sunt prezentate mai sus in figura 12<br />
3.2. Principii de modelare a cadrelor de beton armat<br />
3.2.1. Generalitati<br />
Exista doua metode principale de definire a modelelor inelastice folosind metoda elementelor finite,<br />
si anume: utilizand o plasticitate concentrata pe element prin modelarea articulatiilor elasto-plastice<br />
definite de relatia moment – curbura/rotire (biliniara / triliniara cu degradare / elastic–perfect<br />
plastic/ cu ecruisare) si prin plasticitate distribuita la nivel de sectiune prin modelare cu fibre.<br />
Ca si material, betonul se defineste ca fiind neconfinat (Figura 13. a)– datorita distantei mari dintre<br />
etrieri (cf. FEMA356 2000) – folosindu-se modelul Kent si Park din (Park, R. & Paulay, T (1975) ).<br />
Armaturile se definesc biliniar cu o ecruisare de 1% (Figura 13. b) folosindu-se o rezistenta<br />
echivalenta la curgere data de FEMA 356 datorita (in anumite cazuri) insuficientei lungimii de<br />
ancoraj (definita in EC2) a armaturilor longitudinale.<br />
B<br />
B<br />
A<br />
2Ø10<br />
Ø6/20<br />
Ø6/20<br />
E<br />
25 [cm]<br />
6Ø14<br />
25 [cm]<br />
4Ø14<br />
E<br />
2Ø10<br />
2Ø12<br />
32
Figura13. a) Modelarea betonului neconfinat (modelulKent & Park) b)Modelarea armaturilor<br />
In cazul definirii elementelor cu articulatii concentrate la capete, lungimea plastica a articulatiei<br />
se poate calcula in conformitate cu Paulay, T. and Priestley, M.J.N., (1992).<br />
Relatia moment – rotire a articulatiilor plastice influenteaza direct forta de baza a cadrului cat si<br />
deplasarea maxima la varf a acestuia. Aceasta relatie se poate calcula prin doua modalitati: se poate<br />
lua din stas-uri (ex. FEMA 356), se poate calcula numeric si analitic – utilizand un program de<br />
analiza neliniara (Opensees) care face discretizarea sectiunilor in fibre pe o lungime de element zero<br />
in urma caruia obtinem o relatie moment – curbura pe care cu ajutorul formulelor lui Paulay si<br />
Priestley o transformam in relatie biliniara/triliniara moment – rotire.<br />
Rigiditatea echivalenta este aplicata articulatiilor plastice cu scopul de a obtine o flexibiliatate<br />
realista a elementelor, flexibilitate care influenteaza direct rigiditatea globala a structurii.<br />
Rigiditatea echivalenta se poate defini in trei moduri:<br />
- cu ajutorul standardelor si a literaturii de specialitate (FEMA356, EC8, Paulay si Priestley) si care<br />
iau in calcul reducerea rigiditatii datorate biliniaritatii in modelare a relatiei moment rotire dar care<br />
includ si “Cracking effect” efectul fisurarii betonului.<br />
- luand in considerare “Cracking effect” efectul de fisurare al betonului, avem o aproximare mult<br />
mai realista a rigiditatii elementelor<br />
- prin efectul “Fixed End Rotation (FER)” care este caracterizat de alunecarea („bond slip”) si de<br />
suprapunerea insuficienta („lap splices”) a armaturilor longitudinale.<br />
(Ultimele doua metode – Cracking effect si FER - se pot defini usor prin reducerea rigiditatii<br />
echivalente cu formulele obtinute de K.J. Elwood si M.O. Eberhard din articolul: „Effective<br />
stiffness of Reinforced Concrete Columns”.)<br />
De asemenea, trebuie luat in considerare si efectul ordinul II („P-∆ effect”) iar in cazul sectiunilor<br />
grinzilor latimea efectiva a acestora (FEMA356, Paulay si Priestley, EC2)<br />
Utilizarea decalarii rigide („Rigid Offset”) a elementelor si localizarea articulatiilor plastice la fata<br />
elementelor („Plastic Hinge Location”) au o influenta majora asupra rigiditatii si fortei maxime de<br />
baza a structurii in domeniul inelastic.<br />
3.2.2.Studiu de caz<br />
33
Materialele<br />
In studiul de caz, betonul s-a considerat ca fiind neconfinat FEMA 356. Modelul de material s-a<br />
ales conform lui Kent & Park din Park, R. & Paulay, T, ca si un material neconfinat cu degradare<br />
liniara a rigiditatii si fara intindere. Rezistenta la compresiune a betonului s-a considerat ca fiind<br />
f'c=12.5 N/mm 2 , iar deformatia specifica ultima εf=0.015<br />
Datorita unei lungimi insuficiente de ancorare a armaturilor longitudinale de la baza sectiunii, in<br />
cazul grinzilor s-a folosit o rezistenta echivalenta a armaturii la curgere, conform FEMA 356 vezi<br />
ecuatia (1) de mai jos:<br />
,<br />
, = ×<br />
,<br />
bav L<br />
fyeq fy<br />
(1)<br />
Lb<br />
req<br />
unde, fy,eq = rezistenta echivalenta la curgere; fy = rezistenta armaturii la curgere; Lb,av = lungimea<br />
existenta de ancoraj; Lb,req = lungimea necesara de ancoraj (conform cu Eurocod 2). Materialul<br />
pentru armatura are rezistenta caracteristica de curgere de 235 N/mm 2 si s-a definit ca si material<br />
biliniar uniaxial cu ecruisare conform Eurocod 3.<br />
Modelarea elementelor<br />
Grinzile si stalpii<br />
In cazul grinzilor, latimea efectiva a fost considerata doar in camp, avand o valoare de 72 cm,<br />
conform cu FEMA 356. De asemenea, de-a lungul latimei efective s-au considerat bare de 4 Φ 8<br />
mm situate la o distanta de 18 cm, reprezentand armaturile din placa de beton armat.<br />
Rigiditatea efectiva a elementelor, care ia in considerare fisurarea in sectiune, s-a redus conform<br />
FEMA 356 dupa cum urmeaza: (1) rigiditatea la incovoiere a grinzii a fost redusa cu un coeficient<br />
de 0.5; (2) rigiditatea stalpilor la incovoiere a fost redusa in functie de nivelul fortei axiale.<br />
Pentru analiza plastica, grinzile si stalpii s-au modelat folosind plasticitatea concentrate la capetele<br />
elementelor, definindu-se ca si relatie moment-rotire biliniara rigid-plastica. Lungimea articulatiei<br />
plastice (Lp) s-a calculat conform Paulay, T. si Priestley, M.J.N rezultind Lp (column) = 0.19 m si Lp<br />
(beam) = 0.21 m. Vezi ca si exemplu Ecuatia 2 de mai jos:<br />
Lpi = 0.08× Li+ 0.022×<br />
di× fy<br />
(2)<br />
in care, Li=jumatate din deschiderea elementului, di = diametrul armaturilor longitudinale si fy =<br />
rezistenta caracteristica a otelului.<br />
Idealizarea biliniara a relatiei moment-curbura s-a obtinut considerandu-se urmatoarele ipoteze: (1)<br />
punctul de curgere e reprezentat de momentul in care armatura a ajuns la curgere sau betonul a atins<br />
rezistenta la compresiune; (2) curbura ultima calculata in punctul in care materialele au atins<br />
deformatile specifice ultime (e.g. 0.005 pentru beton si 0.05 pentru otel); (3) de asemenea s-a<br />
considerat o ecruisare de 1% in raport cu rigidizarea initiala.<br />
In cazul stalpilor relatiiile M-Φ s-au obtinut corespunzand fortei axiale din incarcarile gravitationale<br />
in combinatie cu incarcarea seismica.<br />
Contravantuirlei cu flambaj impiedecat (BRB)<br />
BRB’urile s-au considerat articulate la capete. Comportamentul inelastic s-a modelat prin<br />
plasticitate concentrata. Materialul folosit pentru BRB a fost otel S235 pentru o lungime de 3.6 m<br />
pentru care a rezultat o deplasare la curgere de ∆y = 4 mm. Deplasarea ultima ∆u a fost bazata pe<br />
rezultate experimentale prezentate in testele lui Newell, J.& Higgins, C. Bazandu-ne pe aceste<br />
rezultate, rapoartele de ducilitate ∆u/∆y s-au estimat pentru intindere si compresiune, in valoare de<br />
8.3, respectiv 7.5. Pentru a obtine ajustarea rezistentelor de proiectare (rezistenta maxima la<br />
compresiune Cmax si rezistenta maxima la intindere Tmax) s-au aplicat formulelele din AISC; vezi<br />
Ecuatiile 3 si 4:<br />
T max = ω⋅Ry⋅fy⋅ A<br />
(3)<br />
C max = ω⋅β⋅Ry⋅fy⋅ A<br />
(4)<br />
34
In care, fy este rezistenta la curgere; Ry este raportul dintre tensiunea de curgere asteptata si<br />
tensiunea minima de curgere specificata (exitenta) fy (s-a considerate gal cu 1). Luand in<br />
considerare valoriale eperimentale ale factorului de ajustare la compresine β=1.05 si ale factorului<br />
de ajustare a ecruisarii deformatiei specifice ω=1.25, s-au obtinut in acelasi mod in care a fost gasit<br />
coeficientul ∆u/∆y, utilizand formulale din AISC (2005) (ecuatiile 5):<br />
C<br />
T<br />
=<br />
f A<br />
max<br />
max<br />
β = and ω<br />
Tmax<br />
fysc ⋅<br />
in care, fysc= este rezistenta la curgere a inimii de hotel<br />
Elementele BRB se comporta ca si o relatie biliniara forta-deplasare cu ecruisare. In Figura 14 este<br />
prezentat modelul comportamentului BRB-urilor pentru cele 3 nivele.<br />
Force (Compresion,Tension) [KN]<br />
BRB Modeling<br />
80<br />
60<br />
40<br />
20<br />
0<br />
-0.035 -0.025 -0.015 -0.005 0.005 0.015 0.025 0.035<br />
2'nd Floor<br />
1'st Floor<br />
Ground Floor<br />
-20<br />
-40<br />
-60<br />
-80<br />
Displacement ∆ [m]<br />
Ground Floor<br />
Fig 14. Relatia forta – deplasare a BRB-urilor<br />
1'st Floor<br />
2'nd Floor<br />
Pentru a spori ductilitatea stalpilor din beton armat, s-a folosit confinarea lor cu FRP. S-a considerat<br />
o aplicare in straturi orizontale a fibrei de carbon, efectul ei fiind doar de confinare a betonului.<br />
Efectul confinarii cu FRP s-a determinat conform cu FIB Bulletin 14, si a constat in cresterea<br />
rezistentei la compresiune a betonului (de la 12.5 N/mm 2 la 40.8 N/mm 2 ) si deformatiei specifice<br />
ultime (de la 0.005 la 0.02). Ca si rezultat se obtine un comportament mult mai favorabil al stalpilor<br />
(figura. 15). Rezistenta la efort axial, corespunzatoare unui punct de balans (de la 987 kN la 2771<br />
kN pentru sectiunea A a stalpilor) creste de 3 ori si aproximativ cu 20% momentul capabil<br />
corespunzator unui efort axial de 389.6 KN rezultat din combinatia seismica (in sectiunea A a<br />
stalpului).<br />
(5)<br />
35
M [KNm]<br />
70<br />
60<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
0<br />
0.01<br />
0.02<br />
0.03<br />
0.04<br />
M - Φ relationship<br />
0.05<br />
0.06<br />
Φ [1/m]<br />
0.07<br />
RC+FRP<br />
Figura 15. Efectul confinarii betonului armat cu FRP asupra relatiei moment - curbura pentru<br />
sectiunea A a stalpilor supusa unui effort axial de 389.6 KN din combinatia seismica.<br />
4. EVALUAREA PE CRITERII <strong>DE</strong> PERFORMANTA A CADRULUI NECONSOLIDAT <strong>SI</strong><br />
A CADRELOR CONSOLIDATE CU BRB <strong>SI</strong>/SAU FRP<br />
a)MRF b)MRF+FRP c) MRF+BRB<br />
d)MRF+BRB+FRP<br />
RC<br />
0.08<br />
0.09<br />
Figura 16 Tipurile de cadre analizate<br />
Tabel 1: Tipurile de cadre analizate si aparitia articulatiilor plastice cu deformatii inelastice mai<br />
mai mari decat capacitatea la SLU a cerintei de deplasare.<br />
Tipurile de<br />
cadre analizate<br />
si aparitia<br />
articulatiilor<br />
plastice cu<br />
deformatii<br />
inelastice mai<br />
mai mari decat<br />
capacitatea la<br />
SLU a cerintei<br />
de deplasare<br />
MRF<br />
(a)<br />
MRF+BRB<br />
(b)<br />
0.1<br />
MRF+FRP<br />
(c)<br />
0.11<br />
0.12<br />
MRF+FRP+BRB<br />
(d)<br />
Cerinta de<br />
deplasare<br />
dt [m]<br />
0.39 0.224 0.395 0.222<br />
Perioada T [s] 1.0 0.64 0.85 0.56<br />
36
MRF = cadru simplu de beton armat dimensionat la incarcari gravitationale<br />
MRF + BRB = cadru simpu de beton armat dimensionat la incarcari gravitationale reabilitat cu<br />
sistemul de contravantuiri cu flambaj impiedecat<br />
MRF + FRP = cadru simplu de beton armat dimensionat la incarcari gravitationale reabilitat cu fibre<br />
de carbon prin confinarea stalpilor de la parter si etajul unu.<br />
MRF + FRP +BRB = cadru simpu de beton armat dimensionat la incarcari gravitationale reabilitat<br />
cu fibre de carbon prin confinarea stalpilor de la parter si etajul unu si cu contravantuiri cu flambaj<br />
impiedecat<br />
CONCLUZII<br />
Tabelul 1 a): prezinta un raspuns seismic nesatisfacator numarul mare de articulatii plastice fiind<br />
existent in majoritatea stalpilor de la primele 2 etaje dar si in grinzile de la primul nivel.<br />
Tabelul 1 b): aceasta solutie de consolidare reduce numarul elementelor de beton armat degradate.<br />
Tabelul 1 c): scade numarul de articulatii plastice formate in stalpi dar pe ansamblu nu sunt<br />
schimbari semnificative.<br />
Tabelul 1 d): numarul elementelor degradate scade simtitor<br />
Pushover Curves<br />
Shear Base Force [KN]<br />
180<br />
160<br />
140<br />
120<br />
100<br />
80<br />
60<br />
40<br />
20<br />
0<br />
MRF+FRP+BRB<br />
MRF+BRB<br />
MRF+FRP<br />
MRF<br />
0 0.1 0.2 0.3 0.4<br />
Top Displacement [m]<br />
BRB-ULS Beam-ULS Column-ULS N2-Target Displacement<br />
Figura 17: Curbele Pushover pentru cadrele analizate (patrat galben – aparitia articulatiei plastice in<br />
contravantuiri; triunghi portocaliu - aparitia articulatiei plastice in grinzi; cerc rosu - aparitia<br />
articulatiei plastice in stalpi; patratul negru cu un „x” galben – cerinta de deplasare a cadrului<br />
calculata cu Metoda N2 din EC8).<br />
MRF: aparitia primei articulatii plastice in stalp. De altfel, structura are o ductilitate globala limitata<br />
datorita atingerii articulatiei plastice in stalp la o deplasare la varf al cadrului de patru ori mai mica<br />
decat cerinta de deplasare datorata actiunii seismice.<br />
MRF + BRB: din nou, prima articulatie apare in stalp, urmata de contravantuire si in cele din urma<br />
in grinda. Consolidarea cu ajutorul contravantuirilor creste considerabil rezistenta si rigiditatea<br />
cadrului iar cerinta de deplasare scade cu aproximativ 50%.<br />
MRF + FRP: prima articulatie plastica se formeaza in grinzi; raspunsul global al structurii nu se<br />
schimba semnificativ dar articulatia plastica a stalpilor apare la o cerinta de deplasare mult mai<br />
mare decat in cazul cadrului simplu.<br />
MRF + FRP + BRB: principalul efect al acestui sistem este imbunatatirea globala a fortei si<br />
rigiditatii ceea ce duce la o reducere a cerintei de deplasare si la o apritie a articulatiei plastice in<br />
stalpi dupa aceasta cerinta de deplasare.<br />
37
Story number<br />
3<br />
2<br />
1<br />
0.000 0.020 0.040 0.060 0.080<br />
Interstory Drift [rad]<br />
MRF MRF+FRP MRF+BRB MRF+FRP+BRB<br />
Figura 18: Deplasarea relativa de nivel la cerinta de deplasare<br />
In toate cazurile din figura 18 se observa o concentrare a deteriorarii la nivelul primelor doua etaje.<br />
Reabilitarea seismica a cadrelor din beton armat utilizand contravantuiri cu flambaj impiedecat a<br />
fost analizata. Principalul efect al acestui sistem este imbunatatirea globala a rezistentei si a<br />
rigiditatii; dar, simpla aplicare a acestor sisteme disipative nu este suficienta pentru o buna<br />
performanta seismica. Consolidarea elementelor de beton armat este necesara si o solutie eficienta<br />
ar fi aplicarea de fibre de carbon pe stalpi si grinzi. In urma acestui studiu de caz doar stalpii au fost<br />
confinati cu fibra de carbon. Se asteapta ca un mai bun raspuns al capacitatii rabilitarii cu<br />
contravantuiri sa apara daca ambele elemente (stalpii si grinzile) vor fi consolidati cu fibre de<br />
carbon, astfel incat stalpii si grinzile vor lucra in elastic in timp ce sistemul ductil de contravantuiri<br />
cu flambaj impiedecat vor disipa energia seismica.<br />
In cele ce urmeaza se prezinta pe scurt ultimele rezultate obtinute pe „Studiul de caz” prezentat mai<br />
sus. Astfel, ultimele rezultate, obtinute in urma analizei neliniare Time History, utilizand<br />
accelerograma Vrancea ’77, au demonstrat ca sistemul de contravantuiri cu flambaj impiedicat are<br />
un comportament foarte eficient.<br />
Deplasarile la varf si situatia articulatiilor plastice s-au masurat in 3 momente principale ale<br />
accelerogramei:<br />
- momentul in care primele articulatii au ajuns in starea limita ultima (punctul verde de pe<br />
accelerograma; sageata verde indicand cadrul care se afla in acel moment; iar, punctele verzi de pe<br />
cadru reprezinta articulatiile plastice care au atins starea limita ultima de deformatii)<br />
- momentul care coincide cu deplasarea maxima la varf a cadrului (patratul negru cu „x”<br />
maro; sageata maro indicand cadrul care se afla in acel moment; iar, punctele verzi de pe cadru<br />
reprezinta articulatiile plastice care au atins starea limita ultima de deformatii)<br />
- sfarsitul accelerogramei (sageata neagra indicand cadrul care se afla in acel moment; iar,<br />
punctele verzi de pe cadru reprezinta articulatiile plastice care au atins starea limita ultima de<br />
deformatii)<br />
38
Top Displacement [m]<br />
0.25<br />
0.2<br />
0.15<br />
0.1<br />
0.05<br />
MRF<br />
0<br />
0 5 10 15 20 25 30 35 40<br />
-0.05<br />
Time [s]<br />
Column-ULS Maximum Top Displacement<br />
-0.1<br />
Figura 19: Deplasarea la varf in urma analizei time history si articulatiile plastice care au atins<br />
roirea ultima (MRF)<br />
Top Displacement [m]<br />
0.08<br />
0.06<br />
0.04<br />
0.02<br />
MRF+BRB<br />
0<br />
0 5 10 15 20 25 30 35 40<br />
-0.02<br />
Time [s]<br />
-0.04<br />
Column-ULS Maximum Top Displacement<br />
-0.06<br />
Figura 20: Deplasarea la varf in urma analizei time history si articulatiile plastice care au atins<br />
roirea ultima (MRF+BRB)<br />
Top Displacement [m]<br />
0.2<br />
0.15<br />
0.1<br />
0.05<br />
-0.1<br />
-0.15<br />
-0.2<br />
-0.25<br />
-0.3<br />
MRF+FRP<br />
0<br />
0 5 10 15 20 25 30 35 40<br />
-0.05<br />
Time [s]<br />
Beam and Column-ULS Maximum Top Displacement<br />
Figura 21: Deplasarea la varf in urma analizei time history si articulatiile plastice care au atins<br />
roirea ultima (MRF+FRP)<br />
Top Displacement [m]<br />
0.08<br />
0.06<br />
0.04<br />
0.02<br />
-0.04<br />
-0.06<br />
MRF + FRP +BRB<br />
0<br />
0 5 10 15 20 25 30 35 40<br />
-0.02<br />
Time [s]<br />
Maximum Top Displacement plastic hinges which didn't reach ultimate deformations<br />
Figura 22: Deplasarea la varf in urma analizei time history si articulatiile plastice care au atins<br />
roirea ultima (MRF+FRP+BRB)<br />
Concluzii asupra, ultimelor rezultate cu privire la analiza Time History (Vrancea ’77):<br />
Dupa cum se observa in figurile de mai sus, in cazul MRF deplasarea este foarte mare in raport cu<br />
celelalte modele, de altfel in modelul MRF si MRF + BRB primele articulatii plastice ajunse in<br />
starea limita de deformatii, apar in stalpi (figura 19 si figura 20). Acesta este si motivul pentru care<br />
s-a ales confinarea acelor stalpi cu FRP; in acest mod, se poate observa (figura 21) o transmitere a<br />
39
articulatiior plastice din stalpi in grinzi, din pacate nu exista o reducere a deplasarii la varf . In cele<br />
din urma (figura 22) se poate observa cum datorita combinatiei celor 2 metode rezultatele obtinute<br />
sunt extrem de eficiente (nici una din articulatiile plastice aparute nu a ajuns in stadiul ultim de<br />
deformatii). Astfel se poate observa ca datorita confinarii cu FRP articulatiile plastice ajunse in<br />
ultimul stadiu nu se mai formeaza in stalpi (comparativ cu MRF si MRF +BRB) iar datorita<br />
contravantuirilor deplasarea la varf este foarte mica (comparativ cu MRF si MRF + FRP). De altfel<br />
ordinea articulatiilor plastice este la inceput in contravantuirile de la parter (aproximativ 50% din<br />
starea ultima de deformatii) urmand 2 articulatii plastice in grinzile peste parter (aproximativ 50%<br />
din starea ultima de deformatii). Toate celelalte articulatii plastice au ajuns abia la 25% din<br />
capacitate ultima de deformatii.<br />
5 <strong>DE</strong>FINIREA MO<strong>DE</strong>LULUI EXPERIMENTAL: CADRU PORTAL ECHIPAT CU BRB<br />
<strong>SI</strong>/SAU FRP.<br />
5.1. Generalitati<br />
Partea experimentala va tine cont de prevederil existente in AISC 2005. Anexa T, al acestui<br />
standard american, are ca scop descrierea metodelor de testare a contravantuirilor cu flambaj<br />
impiedicat. Prevederile acestui AISC asigura ca prototipul sa aiba un comportament cel putin<br />
satisfacator in cazul unui cutremur. Astfel, pe langa incercarile de material si incercarile pe noduri<br />
ale contravantuirilor care se fac cu metodele binecunoscute, AISC trateaza 2 tipuri de teste<br />
experimentale: incercari pe un subansamblu (vezi figurile de mai jos) si incercari uniaxiale pe<br />
elemente.<br />
Obiectivul incercarilor pe subansamble este de a verifica abilitatea elementului, in particular,<br />
extensia inimii de otel si mecanismul de impiedicare la flambaj, adaptarea lui la cerintele de<br />
deformatie axiala si de rotatie fara a ceda. O varietate de configuratii de subansamble sunt posibile<br />
atata timp cat este impusa o combinatie de deformatii axiale cu cele de rotire:<br />
Figura 23. Posibilitati de subansamble (cf. AISC 2005).<br />
Incercarile uniaxiale pe elemente au ca scop stabilirea parametrilor de proiectare al sistemului de<br />
contravantuiri cu flambaj impiedicat.<br />
Secventa de incarcare solicita ca fiecare element sa atinga o ductilitate corespunzatoare cu de 2 ori<br />
driftul de nivel si o capacitate a ductilitatii axiale inelastice cumulative de 200. De asemenea, exista<br />
o cerinta minima de deformatie a elementului corespunzatoare la 1% din driftul de nivel. De aceea,<br />
este necesara o incercare de cel putin 2 procente din driftul de nivel.<br />
5.2. Tipul I de subansamblu<br />
Pentru o verificare in prealabil a comportamentului contravantuirilor cu flambaj impiedecat s-a ales<br />
un sistem simplu de subansamblu (figura 24) in care stalpul si contravantuirea sunt articulate.<br />
Totodata, intreg sistemul va fi impiedecat lateral. In acest subansamblu, stalpul reprezinta jumatate<br />
din deschiderea grinzii de beton armat care face parte din cadrul prezentat ca si al doilea tip de<br />
subansamblu (vezi figura 25). Acest tip de incercare presupune verificarea comportarii<br />
contravantuirilor cu flambaj impiedecat la compresiune si la intindere atat monoton cat si ciclic.<br />
Astfel, in functie de materialul folosit pentru partea activa a contravantuirii (otel ai aluminiu) cat si<br />
in functie de cele trei tipuri de material de interfata (folie de polietilena, membrana bituminoasa si<br />
40
placa de cauciuc) se vor realiza cate un set de incercari monotone la compresiune si la intindere<br />
precum si doua seturi de incercari ciclice.<br />
C<br />
B<br />
A<br />
base top<br />
Ø30<br />
A-A B-B C-C<br />
C<br />
C<br />
C<br />
A-A B-B C-C<br />
base top<br />
Figura 24.Tipul I de incercare pe subansamblu (cu inima de otel si inima de aluminiu)<br />
5.3. Tipul II de subansamblu<br />
Al doilea tip de incercari experimentale consta in inserarea unui sistem, V intors, de contravantuiri<br />
cu flambaj impiedecat intr-un cadru de beton armat<br />
Caracteristicile cadrului de beton armat vor fi preluate din cadrul P+2 modelat si analizat pana in<br />
prezent.(vezi figura 25). Astfel, geometria, detaliile de armare si calitatea de material s-a pastrat ca<br />
si modelul P+2 analizat (mai putin ariile armaturilor longitudinale care s-au simplificat in vederea<br />
simplificarii cadrului experimental)<br />
Figura 25.Tip II de incercare pe subansamblu (cu inima de otel si inima de aluminiu).<br />
5.4. Modelarea incercarii experimentale si prezentarea rezultatelor<br />
Dimensionarea si modelarea contravantuirilor cu flambaj impiedecat s-a facut pe baza modelului<br />
aplicat pe cadrul P+2 (vezi 2.3.2 si 3.2), totusi aria inimii de otel a fost modificata cu scopul<br />
indeplinirii cerintelor cadrului experimental. De asemenea, confinarea betonului armat s-a luat in<br />
considerare cum s-a discutat la puctul 3.2.<br />
Ø30<br />
C<br />
C<br />
C<br />
C<br />
B<br />
B<br />
B<br />
B<br />
B<br />
B<br />
B<br />
Inima de otel<br />
A<br />
A<br />
A<br />
Inima de aluminiu<br />
A<br />
A<br />
A<br />
A<br />
41
M [KNm]<br />
Force (Compresion,Tension) [KN]<br />
BRB Modeling<br />
100<br />
80<br />
60<br />
40<br />
20<br />
-0.035 -0.025 -0.015<br />
0<br />
-0.005<br />
-20<br />
0.005 0.015 0.025 0.035<br />
-40<br />
-60<br />
-80<br />
-100<br />
Displacement ∆ [m]<br />
Ground Floor<br />
Figura 26. Relatia forta – deplasare a BRB-urilor<br />
14<br />
12<br />
10<br />
8<br />
6<br />
4<br />
2<br />
0<br />
0<br />
M - Φ relationship<br />
0.01<br />
0.02<br />
0.03<br />
0.04<br />
0.05<br />
0.06<br />
0.07<br />
0.08<br />
0.09<br />
0.1<br />
0.11<br />
0.12<br />
0.13<br />
0.14<br />
0.15<br />
0.16<br />
Φ [1/m]<br />
RC+FRP<br />
Figura 27. Efectul confinarii betonului armat cu FRP asupra relatiei moment - curbura pentru<br />
stalpi<br />
Pentru modelarea cadrului experimental s-a luat in calcul 3 moduri de definire a incarcarilor:<br />
Figura 28. Tipurile de incarcari (A, B si C) pe cele 3 modele MRF, MRF+BRB, MRF+BRB+FRP<br />
In urma celor 3 tipuri de incarcare s-au obtinut urmatoarele rezultate:<br />
RC<br />
42
Shear Base Force [KN]<br />
Pushover Curves (MRF)<br />
-0.13 -0.11 -0.09 -0.07<br />
Top Displacement [m]<br />
-0.05 -0.03 -0.01<br />
A B C Beam ULS Column ULS<br />
7<br />
6<br />
5<br />
4<br />
3<br />
2<br />
1<br />
0<br />
Shear Base Force [KN]<br />
Pushover Curves (MRF+FRP)<br />
0<br />
-0.25 -0.2 -0.15 -0.1<br />
Top Displacement [m]<br />
-0.05 0<br />
A B C Beam ULS Column ULS<br />
(a) MRF (b) MRF+FRP<br />
Figura 29: Curbele pushover pentru cadrele analizate in functie de tipul de incarcare<br />
Dupa cum se poate observa in figura 29 nu exista diferente notabile, intre cele trei tipuri de<br />
incarcari, in ceea ce priveste ordinea si momentul aparitiei articulatiilor plastice.<br />
(a) MRF+BRB(diferente la nivel de forta) (b) MRF+BRB(diferente la nivel de deplasare)<br />
Figura 30: Curbele Pushover pentru cadrele analizate in functie de tipul de incarcare<br />
In figura 30 (a), in cazul B de incarcare a doua articulatie plastica corespunzatoare SLU se formeaza<br />
in grinda, spre deosebire de celelalte doua cazuri. De asemenea sub acelasi mod de incarcare se<br />
poate observa ca a treia articulatie plastica, apare in stalp, la o deplasare la varf a cadrului mai mica<br />
decat in celelalte doua cazuri.<br />
7<br />
6<br />
5<br />
4<br />
3<br />
2<br />
1<br />
43
(a) MRF+BRB+FRP(diferente la nivel de forta)(b)MRF+BRB+FRP(diferente la nivel de deplasare)<br />
Figura. 31: Curbele pushover pentru cadrele analizate in functie de tipul de incarcare<br />
In figura 31 (a) se poate observa ca in cazul B de incarcare, articulatia plastica din grinda care<br />
atinge SLU, este formata la o deplasare la varf a cadrului mai mica decat in celelalte doua cazuri. In<br />
ceea ce priveste ordinea articulatiilor plastice, nu exista diferente notabile.<br />
In concuzie pentru programul de testare s-a ales modul B de incarcare (figura 32), acesta fiind si cel<br />
mai aproape de realitate in sensul ca masele, provenite din stalpii de la nivelele superioare se<br />
localizeaza in stalpi. Caracteristicile geometrice si de material al contravantuirilor cu flambaj<br />
impiedecat se bazeaza pe primul tip de subansamblu (vezi 5.2) si se vor face incercari pe<br />
urmatoarele trei tipologii de cadre: MRF, MRF+BRB, MRF+BRB+FRP. Pe fiecare tip de cadru se<br />
va aplica o incarcare monotona si o incarcare ciclica.<br />
Fig. 32: Tipul II de incercare pe subansamblu (cu inima de otel si inima de aluminiu)<br />
BIBLIOGRAFIE<br />
AISC (2005). "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings". American Institute of Steel<br />
Construction, Inc. Chicago, Illinois, USA.<br />
Balendra, T., Yua, C. H. and Lee, F. L. (2001). An economical structural system for wind and<br />
earthquake loads. Engineering Structures, Volume 23, Issue 5: 491-501.<br />
Bouwkamp, J., Gomez, S., Pinto, A., Varum, H., Molina, J. (2001). Cyclic Tests on R/C Frame<br />
Retrofitted with K-Bracing and Shear-Link Dissipator. European Laboratory for Structural<br />
Assessment (ELSA). Report no. EUR 20136 EN.<br />
44
Brown, A. P., Aiken, I. D., Jafarzadeh, F. J. (2001). Buckling Restrained Braces Provide the Key to<br />
the Seismic Retrofit of the Wallace F. Bennett Federal Building. Modern Steel Construction,<br />
August, 2001.<br />
Cosenza, E., Manfredi, G., and Verderame, G.M., (2002). Seismic Assessment of Gravity Load<br />
Designed R.C. Frames: Critical Issues in Structural Modelling, Journal of Earthquake<br />
Engineering, Vol. 6, special issue No.1, 101-122<br />
CR 0-2005 (2006) Cod de proiectare. Bazele proiectarii structurilor in constructii<br />
CR 1-1-3-2005 (2006) Cod de proiectare. Evaluarea actiunii zapezii asupra constructiilor<br />
Eurocode 2 (December 2003) Design of concrete structures - Part 1-1: General rules and rules for<br />
buildings FINAL DRAFT prEN 1992-1-1. CEN - European Committee for Standardization<br />
Eurocode 3 (2003). Design of steel structures. Part 1-1: General Rules and Rules for Buildings.<br />
CEN - European Committee for Standardization.<br />
Eurocode 8 (January 2003) Design of structures for earthquake resistance, Part 1: General rules,<br />
seismic actions and rules for buildings, DRAFT No 6, Version for translation (Stage 49). CEN -<br />
European Committee for Standardization<br />
Fajfar, P. (2000) A Nonlinear Analysis Method for Performance Based Seismic Design in Eurocode<br />
8 Annex B (Informative) Determination of the target displacement for nonlinear static<br />
(pushover) analysis.<br />
F. McKenna et al., (February 2005) Open System for Earthquake Engineering Simulation User<br />
Manual, OpenSees version 1.7.0<br />
FEMA 356, (2000) Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings,<br />
Federal Emergency Management Agency, Washington (DC).<br />
FIB Bulletin 14/2001 Externally bonded FRP reinforcement for RC structures<br />
Ghobarah, A., Abou Elfath, H (2001). Rehabilitation of a reinforced concrete frame using eccentric<br />
steel bracing. Engineering Structures Vol. 23: 745–755.<br />
Japan Building Disaster Prevention Association (2005). Recent Development of Seismic Retrofit<br />
Methods in Japan. http://www.kenchiku-bosai.or.jp/srm.PDF.<br />
Mazzolani, F. M., Della Corte, G. and Faggiano, B. (2004). Full scale testing and analysis of<br />
innovative techniques for seismic up-grading of RC buildings. International Colloquium: Recent<br />
Advances and New Trends in Structural Design, May 7-8 2004, Timisoara, Romania.<br />
Newell, J.& Higgins, C. (n.d.) Steel Confined Yielding Damper For Earthquake Resistant Design<br />
,NHMJ Young Researchers Symposium, June 21,<br />
2003,http://cee.uiuc.edu/sstl/nhmj/ppt/Newell.ppt<br />
NP-082-04 (2005) Cod de proiectare. Bazele proiectarii si actiuni asupra constructiilor. Actiunea<br />
vantului.<br />
Park, R. & Paulay, T (1975) Reinforced Concrete Structures, New Zealand ,John Wiley & Sons,<br />
Inc., New York.<br />
Paulay, T. and Priestley, M.J.N., (1992) Seismic Design of Reinforced Concrete and Masonry<br />
Buildings, John Wiley & Sons, Inc., New York.<br />
Priestley, M.J.N., (1997) Displacement-Based Seismic Assessment of Reinforced Concrete<br />
Buildings, Journal of Earthquake Engineering, Vol. 1, No.1, 157-192<br />
R. Landolfo et al. (27.06.2005) WP8: Numerical Analysis –Preliminary study, University of Naples<br />
“Federico II”, Italy, PROHITECH, INCO-CT-2004-509119.<br />
P100-1/2006 (2006). Cod de proiectare seismica - Partea I - Prevederi de proiectare pentru cladiri<br />
Schmidt, K., Dorka, U.E., Taucer, F., Magonette, G. (2004). Seismic Retrofit of a Steel Frame and a<br />
RC Frame with HY<strong>DE</strong> Systems. European Laboratory for Structural Assessment (ELSA). Report<br />
no. EUR 21180 EN.<br />
STAS 503/1949. Sarcini in construcţii..<br />
STAS 504/1949. Sarcini permanente<br />
STAS 506/1949. Sarcini utile.<br />
STAS 946/1956. Sarcini climatice.<br />
Uang, C.-M., Nakashima, M. and Tsai, K.-C. (2004). Research and Application of Buckling-<br />
Restrained Braced Frames. Steel Structures 4 (2004): 301-313.<br />
45
Anexa 4<br />
<strong>DE</strong>FINIREA PROGRAMULUI EXPERIMENTAL PENTRU <strong>SI</strong>STEME <strong>DE</strong><br />
CONTRAVANTUIRI EXCENTRICE CU LINK <strong>DE</strong>TASABIL, IN SOLUTIE<br />
COMPUSA OTEL-BETON<br />
Studiul formarii articulatiilor plastice intr-o structura duala cu cadre<br />
MRF+ECBF<br />
Drd. ing. Gelu DANKU<br />
INTRODUCERE<br />
Proiectarea la starile limita ultime a cladirilor amplasate in zone seismice comporta doua concepte<br />
diferite de abordare:<br />
- prin structuri ductile;<br />
- prin structuri izolate de actiunea seismica.<br />
Primul concept conduce la proiectarea structurilor disipative, care sunt capabile sa reziste la seisme<br />
in domeniul plastic. Structurile disipative sunt concepute permitand plastificarea anumitor zone,<br />
numite zone disipative. Acestea trebuie sa disipeze energia cinetica indusa de cutremur prin<br />
intermediul unui comportament histeretic in domeniul plastic. Formarea unor mecanisme de<br />
disipare depinde de configuratia structurala. In plus, partile concepute ca nedisipative trebuiesc sa<br />
fie dimensionate de o asemenea maniera incat sa reziste efectiv in domeniul elastic; de aceea ele<br />
sunt in general supradimensionate in raport cu eforturile maxime care pot fi transmise de partile<br />
disipative.<br />
Principalele tipuri de cadre disipative pot fi clasificate în funcţie de tipul şi natura zonelor<br />
disipative. Se pot menţiona aici trei categorii:<br />
- cadrele contravântuite centric, ca în Figura 1 a), b), d);<br />
- cadrele contravântuite excentric, exemplu Figura 1 c);<br />
- cadrele necontravântuite, ca în Figura 1 e).<br />
a) b) c) d) e)<br />
Fig.1. Configuraţii uzuale de cadre contravântuite (a-d) şi necontravântuite (e).<br />
Zonele disipative ale structurilor contravântuite centric - Figura 1 a), b), d) – sunt în diagonalele<br />
întinse, diagonalele comprimate fiind supuse fenomenului de flambaj.<br />
Structurile în cadre cu contravântuiri excentrice constituie o alternativă interesantă la sistemul<br />
structural cu contravântuiri centrice. Ele sunt caracterizate printr-un efect de rigidizare provenit din<br />
elementele de contravântuire excentrică. Prin acest sistem, fiecare grindă este divizată în două sau<br />
mai multe părţi, care lucrează în mod diferit în cazul acţiunii seismice. Partea cea mai scurtă,<br />
denumită şi „link” sau element de legătură, reprezintă elementul disipativ al grinzii. În funcţie de<br />
lungimea acestui element, energia seismică este disipată prin cicluri elasto-plastice de forfecare<br />
(pentru link scurt), de încovoiere (pentru link lung) sau de forfecare şi încovoiere (pentru link de<br />
lungime intermediară).<br />
Cadrele necontravântuite sunt folosite pe scară largă pentru structurile în cadre cu înălţime redusă<br />
sau medie. Ele sunt capabile să ofere o capacitate suficientă de disipare a energiei, datorită<br />
46
numărului mare de zone disipative. În acest mod sunt satisfăcute cerinţele necesare pentru a preveni<br />
cedarea, chiar şi în cazul seismelor severe. În schimb, devine din ce în ce mai dificil să se<br />
compatibilizeze cerinţele întâlnite în cazul stărilor limită ultime cu cele prevăzute în cazul stărilor<br />
limită de serviciu (exprimate în general prin limitarea deformaţiilor laterale), odată cu creşterea<br />
înălţimii structurii. Aceasta se datorează în primul rând reducerii rigidităţii laterale cu înălţimea,<br />
chiar dacă numărul zonelor disipative se măreşte în ansamblu.<br />
Zonele disipative ale cadrelor necontravântuite sunt caracterizate prin formarea articulaţiilor<br />
plastice, localizate la extremităţile elementelor de cadru, de preferinţă în grinzi, iar numai în<br />
cazurile limită şi în stâlpi.<br />
CADRUL ANALIZAT<br />
Initial, cadrul de baza a fost considerat a fi metalic, iar ulterior s-a facut analiza si a unui<br />
cadru cu grinzi compuse, iar rezultatele au fost comparate tabelar, in functie de ordinea de<br />
formare a articulatiilor plastice si de rotirile maxime din articulatiile plastice.<br />
Cadrul care urmeaza a fi analizat face parte dintr-o structura in cadre duale MRF+ECBF,<br />
avand 3 deschideri si trei travee, fiind prezentat in figurile ce urmeaza:<br />
Fig.2. Planul structurii<br />
din care a fost extras<br />
cadrul analizat<br />
Din aceasta structura a fost extras un cadru de fronton, si anume cadrul din axul 1, deoarece<br />
acesta este incarcat cu forte gravitationale mai reduse. Cadrul are o configuratie pe 5 nivele si<br />
3 deschideri, cea centrala fiind contravantuita excentric, iar cele marginale fiind<br />
necontravantuite. Deschiderile au 4.5m fiecare, iar inaltimea de nivel este de 2.4 m.<br />
Elementul disipativ (Link-ul) din cadrul contravantuit are caracteristicile unui link scurt<br />
(lungime 0.3m) si a fost modelat in 2 etape, initial ca un link fix (nedetasabil), iar ulterior s-a<br />
incercat si modelarea acestuia ca un link detasabil, prin scaderea rigiditatii la forfecare<br />
acestuia. Aceasta ipoteza provine din faptul ca intr-un link demontabil rigiditatea este<br />
afectata de efectul de pierdere a rigiditatii datorita alunecarii in gaurile suruburilor (datorita<br />
tolerantelor si a alungirii acestora) – fenomen cunoscut sub numele de “efectul de pinching” -<br />
si de rotirile de la capetele linkului care apar in timpul unei incercari dinamice.<br />
Aceasta structura a fost aleasa deoarece dimensiunile ei fac posibila extragerea unui singur<br />
cadru (cel mai solicitat) pentru a putea fi mai apoi testat in cadrul laboratorului CEM<strong>SI</strong>G,<br />
47
astfel dorindu-se corelarea rezultatelor obtinute pe cale teoretica cu cele experimentale.<br />
Fig. 3. Cadrul dual analizat<br />
Pe acest cadru au fost aplicate urmatoarele incarcari, in urmatoarele combinatii:<br />
a) Incarcarea permanenta: 7.83 KN/m<br />
b) Incarcarea utila: 2.25 KN/m pentru nivelele curente<br />
1.5 KN/m pentru ultimul nivel<br />
c) Mase pe nivel – noduri interioare: 54 KN pentru nivelele curente<br />
47.25 KN pentru ultimul nivel<br />
- noduri marginale: 27 KN pentru nivelele curente<br />
23.6 KN pentru ultimul nivel<br />
Combinatiile de incarcari aplicate pe structura sunt urmatoarele:<br />
A) Gruparea fundamentala: SLU: 1.35G + 1.5Q<br />
SLS: 1.00G + 1.00Q<br />
B) Gruparea speciala: SLU: G + E + 0.4Q [disipativa]<br />
SLU: G + ΩE + 0.4Q [nedisipativa]<br />
SLS: G + q γ E + 0.4Q<br />
Spectrul de proiectare folosit a fost cel pentru localitatea Bucuresti (spectrul elastic/q), avand<br />
urmatoarele caracteristici:<br />
48
- perioada de colt: Tc = 1.6 s<br />
Fig. 4.1. Spectrul elastic Fig. 4.2. Spectrul de proiectare<br />
Factorul de comportare q a fost considerat pentru o structura cu cerinte de ductilitate mari, astfel<br />
q=6 (conform P100 – cap.6/tabelul 6.3)<br />
Fig. 5. Tabelul 6.3 din P100-1/2006<br />
q= 1.2*5 = 6 (clasa de ductilitate mare)<br />
Valoarea produsului 1.1 γov Ω a fost luata 2.5, pentru cadre duale formate din cadre<br />
necontravantuite + cadre contravantuite excentric. (conform anexei F.4./P100-1/2006)<br />
Dimensionarea si verificarea elementelor structurale s-a facut conform Eurocode 3 tinand cont de<br />
prevederile din P100 pentru elementele disipative. Verificarea s-a facut separat pentru grinzile<br />
cadrului MRF si link la combinatiile SLU fundamental si SLU special, iar stalpii, contravantuirile<br />
si grinzile cadrului ECBF s-au verificat sub actiunea combinatiei SLU nedisipativa. (G + ΩE +<br />
0.4Q)<br />
In urma acestui procedeu de dimensionare au rezultat urmatoarele sectiuni pentru elementele<br />
structurale:<br />
- stalpii cadrului ECBF – HEB200<br />
- stalpii cadrului MRF – HEB260<br />
- grinzi ECBF – IPE240<br />
- Link – IPE240<br />
- grinzi MRF – IPE 240<br />
Analize efectuate<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
0<br />
0 1 2 3 4 5 6<br />
49
Pe cadrul astfel dimensionat s-au efectuat analize de tip Push-over si Time-History in doua<br />
configuratii de cadre: - cu link fix<br />
- cu link detasabil<br />
Analiza dinamica incrementala neliniara de tip Time-History (TH) a fost efectuata folosindu-se<br />
accelerogramele scalate a 3 cutremure Vrancene din anii 1977, 1986 si 1990. Inregistrarile folosite<br />
au fost furnizate de INCERC Bucuresti. Cea mai puternica dintre accelerograme (Vrancea 1977,<br />
componenta NS) are valoarea maxima a PGA=0.19g.<br />
Fig. 6. Accelerograma Vrancea ‘77<br />
Fig. 7. Accelerograma Vrancea ‘86<br />
Fig.8. Accelerograma Vrancea ‘90<br />
Parametrii studiati<br />
Analiza incrementala a fost scalata la valori de 0.2, 0.4, 0.6 , 0.8, 1.0, 1.2, 1.4, 1.8 si 2.0 din<br />
valoarea accelerogramei urmarindu-se mecanismul de formare a articulatiilor plastice si deplasarea<br />
relativa a fiecarui etaj. Aceste valori au fost comparate cu valorile admise in SR EN -1993-1-8.<br />
In urma acestor analize s-au extras deplasarile relative de nivel (interstory drift) si rotirile in<br />
articulatiile plastice din link, acestea fiind comparate pe nivele de performanta.<br />
Modelare<br />
Mecanismul de functionare al articulatiei plastice in link-uri este dat de o curba forta-deplasare de<br />
tip rigid-plastic cu ecruisare si degradare<br />
50
Fig. 9. Curba forta-deplasare dupa care functioneaza articulatia plastica in link-ul disipativ.<br />
In figurile ce urmeaza se poate observa comportamentul link-ului disipativ, precum si rotirea<br />
plastica maxima permisa in functie de lungimea barei.<br />
Fig. 8.1. Rotirea link-ului Fig. 8.2. Rotirea maxima permisa<br />
Rezultate numerice<br />
Rezultatele extrase in urma analizelor au fost folosite pentru a putea compara comportamentul<br />
structurii in functie de seismul la care a fost supusa si de a masura deplasarile relative de nivel,<br />
putandu-se astfel aprecia daca structura a avut un comportament satisfacator.<br />
Raportul de energii disipate a fost evaluat prin relatia:<br />
u q λ<br />
=<br />
λ<br />
e<br />
unde λu – valoarea multiplicatorului accelerogramei pentru care structura cedeaza (formarea unui<br />
mecanism de cedare)<br />
λe - valoarea multiplicatorului accelerogramei la care apare prima articulatie plastica<br />
Accelerograme Valori ale lui q pentru<br />
51
Link fix Link detasabil<br />
VR77 5.5 5<br />
VR86 3.3 3<br />
VR90 4 2.6<br />
Analiza de tip push-over efectuata pe modelul initial a relevat faptul ca structura initiala tinde sa<br />
formeze articulatii plastice in stalpii MRF atunci cand deplasarea atinge valori mai mari. Pentru un<br />
comportament satisfacator in aceasta privinta s-a trecut la un otel cu performante mai ridicate ca<br />
material pentru stalpii MRF. (S235�S355)<br />
Dupa aceasta modificare, structura se comporta bine, dupa cum se poate observa in cele ce<br />
urmeaza:<br />
Urmatoarele diagrame prezinta diferentele intre structura cu link fix, respectiv demontabil in<br />
functie de accelerograma folosita:<br />
52
1.1 Vrancea 77 – structura cu link fix<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
Se poate observa ca mecanismul de cedare se produce pentru un multiplicator al accelerogramei<br />
egal cu 2.2.<br />
1.2. Vrancea 77 – structura cu link detasabil<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
In aceasta diagrama se observa ca cedarea se produce la λ=2.<br />
53
2.1. Vrancea 86 – structura cu link fix<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
Structura cedeaza la λ=2.<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
2.2. Vrancea 86 – structura cu link detasabil<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
La un multiplicator λ=1.8 structura formeaza mecanism de nivel.<br />
3.1. Vrancea 90 – structura cu link fix<br />
54
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
Mecanismul de nivel se produce la λ=2.4.<br />
3.2. Vrancea 90 – structura cu link detasabil<br />
lambda<br />
1.8<br />
1.6<br />
1.4<br />
1.2<br />
1<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0.2<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
In aceasta diagrama se observa ca cedarea se produce la λ=1.6.<br />
Valorile deplasarilor maxime de nivel sunt comparate si tabelar dupa cum urmeaza:<br />
Max Inter-story Drift S235/S355 link fix<br />
Limit St. VR77 VR86 VR90<br />
SLS 0.001303 0.001488 0.001610<br />
SLU 0.005047 0.003610 0.007880<br />
CPLS 0.006326 0.004878 0.009400<br />
Max Inter-story Drift S235/S355 link det<br />
Limit St. VR77 VR86 VR90<br />
SLS 0.001509 0.001574 0.001558<br />
SLU 0.004195 0.005565 0.008523<br />
CPLS 0.005980 0.007718 0.013100<br />
Starile limita corespund urmatoarelor valori ale multiplicatorului accelerogramei:<br />
SLS – λ=0.4<br />
55
SLU – λ=1.0<br />
CPLS – λ=1.22<br />
Se poate observa cu usurinta ca rigiditatea intregii structuri este afectata de rigiditatea link-ului<br />
demontabil, acest lucru rezultand din deplasarile de nivel mai mari in cazul doi.<br />
In mod asemanator se pot compara valorile rotirilor in articulatiile plastice formate in link. Linkurile<br />
au fost denumite dupa cum urmeaza:<br />
Tabelele de pe pagina urmatoare contin rotirile link-urilor (din cadrele de la nivelele 1 si 2 – cele<br />
mai solicitate) in radiani in functie de nivelele de performanta cerute in documentul FEMA-356 si<br />
comparatia rezultatelor obtinute cu valorile maxime admise.<br />
Se poate observa ca datorita faptului ca acceleratia terenului este mai mare in cazul cutremurului<br />
Vrancea 90, degradarile structurale sunt mai pronuntate in acest caz.<br />
56
Link 44H1 Vrancea 77 Vrancea 86 Vrancea 90 Valori<br />
Lambda<br />
Stare<br />
limita<br />
Link fix<br />
Link<br />
detasabil<br />
Link fix<br />
Link<br />
detasabil<br />
Link<br />
fix<br />
Link<br />
detasabil<br />
0.4 SLS 0 0 0 0 0 0 0.005<br />
1 ULS 0.042 0.094 0.055 0.042 0.1 0.075 0.11<br />
1.22 CPLS 0.058 0.049 0.072 0.064 0.097 0.090 0.14<br />
Link 41H1 Vrancea 77 Vrancea 86 Vrancea 90 Valori<br />
Lambda<br />
Stare<br />
limita<br />
Link fix<br />
Link<br />
detasabil<br />
Link fix<br />
Link<br />
detasabil<br />
Link<br />
fix<br />
Link<br />
detasabil<br />
0.4 SLS 0 0 0 0 0 0 0.005<br />
1 ULS 0.034 0.047 0.065 0.1 0.073 0.078 0.11<br />
1.22 CPLS 0.058 0.049 0.075 0.064 0.095 0.094 0.14<br />
57<br />
FEMA<br />
FEMA
In parte a doua a acestui studiu de simulari numerice, aceeasi structura a fost considerata,<br />
avand aceeasi geometrie si caracteristici, dar grinzile au fost inlocuite cu grinzi compuse.<br />
Acest fapt a dus la cresterea rigiditatii structurale per ansamblu. Producerea articulatiilor<br />
plastice a fost favorizata prin considerarea unei conlucrari intre beton si grinda de otel doar in<br />
zonele in care nu se asteapta formarea articulatiilor, adica la o distanta de 2h (h-inaltimea<br />
grinzii) fata de imbinarile grinda-stalp si inafara link-ului.<br />
Analiza incremental-dinamica a dat rezultate similare cu prima configuratie structurala, cu<br />
precizarea ca atat deplasarile relative de nivel cat si rotirile in link au valori mai mici decat in<br />
cazul unei structuri cu grinzi metalice.<br />
In ceea ce priveste deplasarile relative de nivel, acestea se pot regasi in urmatorul tabel:<br />
Max Inter-story Drift S235/S355 link fix<br />
Limit St. VR77 VR86 VR90<br />
SLS 0.001096 0.001074 0.001086<br />
SLU 0.00365 0.004578 0.006254<br />
CPLS 0.004428 0.006515 0.010088<br />
Max Inter-story Drift S235/S355 link det<br />
Limit St. VR77 VR86 VR90<br />
SLS 0.001392 0.001424 0.001379<br />
SLU 0.003987 0.005013 0.006152<br />
CPLS 0.005014 0.006808 0.008972<br />
La fel ca si pentru structura cu grinzi metalice, si in cazul structurii cu grinzi compuse atunci<br />
cand link-ul este considerat a fi detasabil, structura este mai deformabila.<br />
In general formarea al articulatiilor plastice s-a produs initial in linkuri, si mai apoi la starea<br />
limita CPLS si in grinzile cadrului MRF, insa doar la nivelul 1 si avand valori ce se<br />
incadreaza in limitele admise.<br />
In figurile ce urmeaza se poate urmari comportamentul structurii in configuratia a II-a,<br />
supusa la cele 3 cutremure, Vrancea 77, 86 si 90.<br />
58
4.1. Structura cu grinzi compuse si link fix – Vrancea 77:<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
4.2. Structura cu grinzi compuse si link detasabil – Vrancea 77:<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
0<br />
Relative story drift<br />
0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018 0.02<br />
meters<br />
59
5.1. Structura cu grinzi compuse si link fix – Vrancea 86:<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
5.2. Structura cu grinzi compuse si link detasabil – Vrancea 86<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
60
6.1. Structura cu grinzi compuse si link fix – Vrancea 90<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
6.2. Structura cu grinzi compuse si link detasabil – Vrancea 90<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
Relative story drift<br />
0<br />
0 0.005 0.01<br />
meters<br />
0.015 0.02<br />
61
Dupa 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<br />
urmeaza :<br />
Rotire maxima [rad]<br />
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<br />
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<br />
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<br />
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<br />
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<br />
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<br />
Cutremur 77 86 90 77 86 90 77 86 90 77 86 90<br />
Tipul de link Link fix Link detasabil Link fix Link detasabil<br />
Structura Configuratia I - Structura cu grinzi metalice Configuratia II - Structura cu grinzi compuse<br />
Avand in vedere rezultatele obtinute, s-a dorit ca in pasul urmator sa se treaca la calibrarea corecta a modelului experimental. Pentru acest model<br />
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<br />
conlucrarea intre beton si metal pe link, pentru a vedea in ce mod se poate influenta mai eficient un comportament disipativ al grinzii compuse.<br />
Configuratiile structurale a cadrului si a grinzii compuse se pot vedea mai jos:<br />
62
In vederea obtinerii unor rezultate cat mai apropiate de comportamentul structurii reale si pentru a<br />
se putea intelege pe deplin felul in care articulatiile plastice se dezvolta in cazul link-ului se doreste<br />
incercarea urmatoarelor specimene :<br />
1. Cadru cu grinda din otel cu link fix scurt (e=300 mm), solicitat in regim monoton si ciclic<br />
- 2 specimene<br />
2. Cadru cu link detasabil scurt cu grinda din otel solicitat in regim monoton si ciclic<br />
- 2 specimene + 2 link-uri pentru a putea fi inlocuite<br />
63
3. Cadru cu link fix scurt cu grinda compusa otel-beton – se presupune o conlucrare totala intre<br />
beton si otel, prin dispunerea conectorilor (incercare monotona si ciclica)<br />
- 2 specimene<br />
4. Cadru cu link fix scurt detasabil cu grinda compusa otel-beton – se vor intrerupe conectorii in<br />
zona link-ului disipativ pentru a se favoriza formarea articulatiei plastice (incercare monotona si<br />
ciclica)<br />
- 2 specimene + 2 link-uri care se inlocuiesc<br />
64
5. Cadru cu link fix scurt cu grinda compusa otel-beton – se vor intrerupe conectorii in zona linkului<br />
disipativ pentru a se favoriza formarea articulatiei plastice (incercare monotona si ciclica)<br />
- 2 specimene<br />
6. Cadru cu link lung detasabil, cu sectiunea redusa (« dog-bone »), in solutia de realizare cu grinda<br />
din otel (A), si cu grinda compusa (B) – conectorii nu se vor dispune pe link.<br />
A.<br />
65
B.<br />
Pentru incercarea acestor cadre se va folosi standul de incercari al laboratorului CEM<strong>SI</strong>G, in<br />
urmatoarea configuratie :<br />
Aplicarea incarcarii laterale orizontale se va realiza cu ajutorul unui montaj care sa asigure<br />
deplasarea egala a nodurilor cadrului: :<br />
66
BIBLIOGRAFIE<br />
http://www.kuleuven.ac.be/bwk/materials/Teaching/master/toc.htm - ES<strong>DE</strong>P course<br />
Ciutina, Adrian, 2003, Comportamentul seismic al imbinarilor cadrelor necontravantuite<br />
metalice si compuse: studiu experimental si simulare numerica, teza de doctorat INSA<br />
Rennes.<br />
A. Aldea, C. Arion, A. Ciutina, T. Cornea, D. Florea, L. Fulop, D. Grecea, A. Stratan, R.<br />
Vacareanu, 2003, Constructii amplasate in zone cu miscari seismice puternice, Ed.<br />
Orizonturi Universitare, Timisoara<br />
M.A.Conti, V.Piluso, G. Rizzano & I.Tolone, Seismic Reliability of Steel-concrete<br />
composite frames, STESSA 2006, Taylor & Francis Group, London<br />
Bungale S. Taranath Ph. D., S.E., Wind and Earthquake Resistant Buildings, Taylor &<br />
Francis Group, 2005<br />
67
<strong>DE</strong>FINIREA PROGRAMULUI EXPERIMENTAL PENTRU CADRE CU PANOURI <strong>DE</strong><br />
FORFECARE DI<strong>SI</strong>PATIVE DIN METAL<br />
Drd. Ing. Neagu Calin<br />
1.1 Introducere<br />
De aproape un secol, sistemul de construcţie bazat pe cadre din oţel sau pe cadre<br />
compuse oţel-beton s-a dovedit unul din tipurile cele mai utilizate în domeniul construcţiilor<br />
civile. Mai multe generaţii de ingineri s-au preocupat de dezvoltarea metodelor de calcul şi<br />
a tehnologiilor de fabricaţie relative la aceste structuri. În vederea unei proiectări optimale a<br />
acestor structuri, inginerii au ţinut să găsească un compromis între cerinţele structurale de<br />
rezistenţă rigiditate şi ductilitate pe de o parte şi obiectivele de utilizare şi de funcţionare<br />
relevante cerinţelor arhitecturale pe de altă parte. Pentru verificările la stările limită ultime,<br />
metodele de dimensionare a structurilor situate în zonele seismice pot conduce la două<br />
concepte diferite, care conduc la urmatoarea distincţie:<br />
- structuri ductile;<br />
- structuri izolate de acţiunea seismică.<br />
În cea de-a doua alternativă, structura este concepută pentru a evita intrarea în domeniul<br />
plastic prin utilizarea unor dispozitive speciale care joacă rolul de filtru, provocând<br />
absorbirea energiei seismice şi modificarea perioadei fundamentale de vibraţie a structuriii<br />
într-un interval mai favorabil.<br />
Prima alternativă conduce la conceperea structurilor ca disipative. În mod contrar faţă de<br />
structurile nedisipative, care sunt capabile să reziste la seisme în domeniul elastic,,<br />
structurile disipative sunt concepute permiţând plastificarea anumitor zone, numite zone<br />
disipative. Acestea trebuie să disipeze energia cinetică indusă de cutremur prin intermediul<br />
unui comportament histeretic în domeniul plastic. Formarea unor mecanisme de disipare<br />
depinde de configuraţia structurală. În plus, părţile concepute ca nedisipative trebuiesc să<br />
fie dimensionate de o asemenea manieră încât să reziste efectiv în domeniul elastic; de<br />
aceea ele sunt în general supradimensionate în raport cu eforturile maxime care pot fi<br />
transmise de părţile disipative.<br />
Clasificarea cadrelor disipative principale se face în funcţie de tipul şi natura zonelor<br />
disipative, astfel avem:<br />
-cadre necontravantuite figura 1 -a<br />
- cadrele contravântuite centric, figura 1-b<br />
- cadrele contravântuite excentric, figura 1-c<br />
- cadrele contravântuite cu panouri de forfecare, figura 1-d<br />
Figura 1 a - MRF Figura 1 b – Contr. Centrice Figura 1c – Contr. excen<br />
68
Figura 1 d – Panouri de forfecare<br />
Incepind din 1970 s-au proiectat si executat diferite structuri folosind pereti cu panouri de<br />
forfecare din otel. Doua dintr-e acestea au fost supuse la cutremure de mare magnitudine<br />
comportanduse foarte bine, fara avarii majore. Dealungul anilor 70, pereti de forfecare<br />
rigidizati din otel au fost folosite in Japonia si in Statele Unite pentru reabilitari seismice la<br />
cladirile vechi cat si la constructia celor noi. In ani 80 si 90, peretii nerigidizati cu panouri de<br />
forfecare din otel au fost folosite in US si Canada.<br />
In unele cazuri peretii cu placi de forfecare din otel au fost acoperite cu un strat de beton<br />
astfel rezultant o structura compus. Pentru a observa comportarea peretilor din panou de<br />
otel sau facut o serie de teste in laboratorele din Statele Unite,Canada si Japonia.<br />
Desi progresu tehnologic de proiectare al acestor structuri este destul de mare,cu exceptia<br />
codului Canadian (CCBFC, 1995) , sunt foarte putine prescriptii seismice legate de pereti<br />
cu placi de forfecare din otel.<br />
In prezent ,exista informatii in literatura de specialitate cat si in normativele US care pot fi<br />
folosite pentru proiectarea seismica a peretilor cu panouri de forfecare din otel. Dar<br />
normativele US existente nu ofera valori specifice pentru parametri de proiectare seismice<br />
69
in cazul peretilor de forfecare din otel cum ar fi:factorul de modificare a raspunsului seismic<br />
R si factorul de suprarezistenat al sistemului. In ceea ce priveste prescriptiile de proiectare<br />
a peretilor de forfecare din otel, aceseta sunt aproape neexistente in normativele US.<br />
Utilizarea sistemelor disipative pentru controlul comportamentului structurilor din otel<br />
prezinta o alternativa pentru metodele conventionale de proiectare. Modelul convetional de<br />
disipare a energiei seismice in cazul acestor tipuri de structuri se bazeaza pe deformatia<br />
elasto-plastica a elementelor structurale din otel.<br />
1.2 Sistem de contravantuire cu panouri de forfecare din otel<br />
Tipuri de sisteme<br />
In figura 2 sunt prezentate 2 tipuri de panouri de forfecare din otel. Acestea sunt sistemele<br />
standard is cele duale. Intr-un sistem standard conexiunea grinda-stalp este una simpla.<br />
Prin urmare aceste panouri , in proiectare, sunt considerate singurele elemente rezistente<br />
la fortele lateralel. De-alungul anilor s-a demonstrat faptul ca, conexiuniae simpla are<br />
capacitate de moment is o comportare mai degraba semi-rigida decat articulat.<br />
In sistemele duale exista cadre necontravantuite paralele cu panourile de forfecare<br />
sau in planul lor. In acest caz, cadrele necontrvantuite se comporta ca niste sisteme de<br />
rezerva pentru sistemele rezistente la fortele laterale.<br />
Figura 2 - a) sistem standard b) sistem dual<br />
Panourile de forfecare pot fi folosite is cu rigidizari. In aplicatiile existente in U.S, in special<br />
pentru consolidare seismica, se foloseau panouri rigidizate. Aproape in toate aplicatiile cu<br />
panouri din Japonia, conform liteeraturilor existente, se foloseau is rigidizari. Dar in tumpul<br />
ultimei decade, un numar tot mai mare de aplicatii folosind panouri de forfecare fara<br />
rigidizari au fost folosite in U.S is Canada.<br />
In alegerea tipului de panou, proiectantul trebuie sa ia in considerare performanta<br />
seismica, cerintele arhitecturale, economia, usurinta de fabricatie, transportul is<br />
constructia. Ambele tipuri de panouri, cand sunt proiectate bine, se asteapta la o<br />
performanta ridicata. Din punt de vedere economic, panourile nerigidizate sunt mai<br />
eficiente pentru ca procesul de sudura a rigidizarilor de panou este una intensa. In schimb,<br />
pentru anumite grosimi de palaca, rigidizarile aduc un plus de rezistenta la fortele<br />
taietoare.<br />
Comportarea panourilor de forfecare sub actiunea fortei taietoare<br />
70
Figura 3 ne arata schematic variatia rezistentei la actiunea fortei taietoare a panoului de<br />
forfecare versus raportul de zveltete. Figurase bazeaza pe informatiile stabilite pentru<br />
comportarea grinzii cu inima plina si Specificatiile AISC, dar este aproximativ aplicabil si la<br />
panourile de forfecare. In functie de zveltetea panoului, panourile se forfecare se pot<br />
clasifica in: compacte, ne-compacte si zvelte.<br />
Figura 3– Regiunile de comportare a panourilor de forfecare<br />
1. Categoria 4, unde zveltetea panoului definita de h/tw este mai mica de p is egal<br />
cu 1.10 kvE / Fyw. Panourile in aceasta categorie se numes compacte. Sub<br />
actiunea fortelor taietoare (figura 4 ) panoul de otel intra in curgere inainte de<br />
aparitia fenomenului de flambaj. Din punct de vedere economic nu este fezabil is<br />
nici necesar proiectarea unui panou de forfecare faracu rigidizari sa se comporte<br />
intr-o maniera compacta, plastica is sa aiba raportul h/tw mai mic decat p. Dar se<br />
pot proiecta panouri rigidizate care sa dezvolte asemenea conditii.<br />
2. Categoria 2, unde raportul de zveltete este mai mare decat p dar mai mic decat<br />
r is este egal cu 1.37 kvE / Fyw. Aceasta categorie se numeste non-compacte.<br />
Este de asteptat faptul ca panourile de forfecare in aceasta categorie sa flambeze<br />
in timp ce curgerea de forfecare a avut loc deja. In acest caz, forta taietoare de<br />
nivel este preluata de componentele orizontale a eforturilor de tensiune si<br />
compresiune diagonale (figura 4).<br />
3. Categoria 3, unde panoul de forfecare este foarte zvelt iar raportul este mai mare<br />
deacat r. Panourile de forfecare din aceasta categorie flambeaza in elastic.<br />
Panou compact Non-compact si zvelt<br />
Figura 4 – Directia actiunii eforturilor<br />
71
1.3 Capacitatea de forfecare a panourilor de forfecare<br />
Aceasta capacitate poate fi stabilita folosind procedeele urmatoare, acestea find<br />
adoptate din Specificatiile AISC pentru grinda cu inima plina din panouri de otel.<br />
Capacitatea de forfecare a panourilor, in format LRFD, ØvVn, unde Øv= 0.90 si Vn se<br />
determina in felul urmator:<br />
A. Pentru panouri de forfecare compacte cand h/tw £1.10 kvE / Fyw<br />
B. For non-compact and slender shear walls when h/tw > 1.10 kvE / Fyw<br />
Unde kveste dat de:<br />
Valoarea coeficientului kv trebuie sa fie 5.0 daca raportul a/h este mai mare de 3.0 sau<br />
[260/(h/tw)] 2<br />
Cv este dat in AISC(1999) astfel:<br />
Aria Aw in ecuatia de mai sus este aria de forfecare a panoului egal cu dwtw iar Vn este<br />
capacitatea de forfecare minima a panoului bazat pe limita de curgere minima specificata.<br />
In proiectare urmatoarea conditie trebuie satisfacuta:<br />
unde, V este forta taietoare data de analiza.<br />
72
Dupa proiectarea panoului de forfecare, trebuie calculata o rezistenta la forfecare<br />
Vne folosind aria actuala de forfecare a panoului is limita de curgere a otelului. Rezistenta<br />
la forfecare a panoului este mai mare decat rezistenta nominala la forfecare data de<br />
ecuatia de mai sus. Motivul principal il constituie fenomenul de ecruisare is faptul ca, in<br />
zilele noastre, limita nominala de curgere a otelurilor este in general mai mare decat<br />
valorile minime specificate. Capacitatea de forfecare a panoului va fi folosita in proiectarea<br />
altor elemente cum sunt conexiunile, grinzile di stalpii. Vne este dat de:<br />
unde, Cpr este un factor introdus de FEMA-350 pentru cadre necontravantuite iar aici este<br />
introdus sa sporeasca rezistenta la forfecare a panoului de otel datorita ecruisarii.<br />
Materialul ecruisat are limita curgere egala cu media dintre Fy is Fu. Deci, Cpr pate fi scris<br />
ca:<br />
Ry este un factor care prezinta o valoare nesigura a lui Fy, AISC prevede pentru panourile<br />
de forfecare o valaore de 1.1.<br />
1.4 Capacitatea de incovoiere a panoului de forfecare<br />
Cand panoul de forfecare este rigidizat sa ajunga la curgere inainte de flambajul panoului,<br />
aceasta poate prelua o parte considerabila din momentul de rasucire. Dar, in panourile de<br />
forfecare nerigidizate, momentul de rasucire este preluat de stalpii marginali.<br />
1.5 Proiectarea conexiunii panou grinda si stalp<br />
Dupa tipuri de conexiuni a panourilor de forfecare cu stalpii is grinzile marginale sunt<br />
aratate in figura 5 .Conexiunea sudata trebuie proiectata astfel incat placile de legatura<br />
impreuna cu sudura sa dezvolta rezistenta la forfecare mentionata in sectiunea<br />
precedenta Cpr RyVn.<br />
Daca sunt folosite suruburi la conexiune, aceastea trebuie sa dezvolte is ele rezistenta la<br />
forfecare a panoului. In timpul aplicarii incarcarilor ciclice, suruburile aluneca inaintea<br />
intrarii in curgere a campurilor de tensiuni. Dar, asemena alunecare apare la o incarcare<br />
mai mare decat incarcarea de serviciu iar nu numai ca nu este ofensiva dar is ajuta la<br />
imbunatatirea comportarii seismice. Se recomanda , pana la noi teste, folosirea suruburilor<br />
pentru conectarea panoului la elementele de legatura, chiar daca vatul este predominant,<br />
iar suruburile sa fie proiectate sa nu alunece la o incarcare din vant mai mica decat 1.2<br />
din cea de serviciu.<br />
73
Figura 5 – Conexiune panou – stalp sau grinda<br />
1.6 Proiectarea grinzilor is stalpilor marginali panoului<br />
Pentru sistemele duale cand grinzile is stalpii fac parte din cadre necontravantuite<br />
speciale, conditii speciale trebuie luate in considerare pentru proiectarea grinzilor is<br />
stalpilor. Pentru panourile de forfecare standard (ne duale), grinzile is stalpii de legatura<br />
trebuie proiectate astfel incat modu lde cedare predominant sa fie ductil is nu fragil. Pentru<br />
a obtine acest lucru, trebuie verificate modurile de cedare fragile si sa se asigure ca<br />
capacitatea lor este de 1.2 ori capacitatea modurilor de cedare fragile.<br />
Grinzile is stalpii trebuie sa satisfaca urmatoarele rapoarte b/t date de Conditiile Seismice<br />
AISC:<br />
ecuatia de mai sus este adimensionala is poate fi scrisa ca:<br />
ecuatia de mai sus este adimensionala is poate fi scrisa ca:<br />
SAC Joint Venture sugereaza o limita de 418 / Fy pentru conexiuni sudate simple in loc<br />
de 520 / y<br />
F dat de AISC. Motivul pentru care s-a ales aceasta limita pentru flambajul<br />
inimii grinzilor is stalpilor este datorat faptului ca in sisstemele cu panouri de forfecare<br />
discutate, inima grinzi is stalpului face parte din panou is este putin probabil sa flambeze<br />
inaintea flambajului panoului. Se recomanda grosimea inimi,i intr-un sistem de panouri<br />
nerigidizate, sa fie cel putin grosimea panoului.<br />
74
2 CADRUL SUPUS ANALIZEI<br />
O metoda alternativa de actualitate pentru protectie anti-seismica, este disiparea energiei<br />
seismice prin intermediul unor panouri dispuse in interiorul structurii cu acest scop precis.<br />
In acest contex in cadrul temei de cercetare este propusa o solutie bazata pe folosirea<br />
unui panou de forfecare din otel pentru protectie anti-seismica in cazul unei sructuri<br />
metalice in cadre multietajata pe 5 nivele cu 3 deschideri, figura 6a si b.<br />
Figura 6a - Cadru de fronton<br />
Figura 6b - Plan structura metalica<br />
75
Figura 2b prezinta planul structurii metalice in cadre astfel punand in evidenta cadrul<br />
curent care va fi analizat. Pe acest cadru de fronton va fi aplicata influenta cadrelor<br />
adiacente care se descarca prin intermediul grinzilor secundare (forte nodale).<br />
Materiale: S355 pentru profile<br />
S235 pentru placi<br />
Incarcari<br />
Permanenta:<br />
Utila: (1 4)<br />
Nodale:<br />
1.5<br />
p= 5⋅ + 1.7⋅ 2.4 = 7.83 kN / m<br />
2<br />
qniv −<br />
1.5<br />
= 3⋅ = 2.25 kN / m<br />
2<br />
- pentru nivele 1-4<br />
1.5<br />
qniv5 = 2⋅ = 1.5 kN / m<br />
2<br />
- pentru ultimul nivel<br />
Nint = 4.5⋅1.5 ⋅ (5 + 3) = 54kN<br />
54<br />
Next = = 27kN<br />
2<br />
- pentru nivele 1-4<br />
Nint = 4.5⋅1.5 ⋅ (5 + 2) = 47.25kN<br />
- pentru ultimul nivel<br />
47.25<br />
Next = = 23.625kN<br />
2<br />
Seism: pozitie geografica Bucuresti<br />
Normativul P100 (fig 7) nu prevede valoare pentru factorul de comportare q pentru panouri<br />
de otel. Din aceasta cauza am ales un q corespunzator cadrului cu comportari cele mai<br />
similare panourilor din otel pentru protectie anti-seismica, q = 4.8 .<br />
Figura 7 - Factor de comportare q<br />
Spectrul elastic (grafic 1) ales este cel cu perioada de colt Tc =1.6s deoarece corespunde<br />
characteristicilor de seismicitate pentru zona Bucuresti, astfel obtinanduse spectrul de<br />
proiectare (redus cu factorul de comportare q=4.8) folosit in analiza, grafic 2 (fisier excel).<br />
76
Combinatii de incarcari<br />
Graficul 1 - Spectru normalizat de raspuns elastic<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
0<br />
0 1 2 3 4 5 6<br />
Graficul 2 - Spectru de proiectare<br />
Fundamental - SLU - 1.35 P + 1.5 Q<br />
SLS - 1 P + 1 Q<br />
Special - SLU - 1 P + 0.4 Q + 1 E (disipativ)<br />
1 P + 0.4 Q + 1.1 γov Ω E (nedisipativ)<br />
SLS - 1 P + 0.4 Q + ν q E (ν = 0.4)<br />
Valoarea lui 1.1 γov Ω din Anexa F a normativului P100-2006 pentru cadre duale formate<br />
din cadre necontravantuite si cele contravantuite centric este de 2.0 .<br />
3. EVALUAREA PE CRITERII <strong>DE</strong> PERFORMANTA A CADRULUI NEECHIPAT CU<br />
PANOURI DI<strong>SI</strong>PATIVE<br />
Pentru echiparea structurii cu panouri disipative am folosit elemente aditionale in vederea<br />
prinderii acestora la partea interioara. Tot cu acest scop au fost introduse 2 grinzi<br />
secundare in vederea reducerii ochilui de placa initial de 1x2.4 la 1x0.8.<br />
77
Figura 8 – Structura analizata element prindere<br />
grinda secundare<br />
In figura 8 este prezentat modelul 3D a cadrului analizat cat si un detaliu de nivel in zona<br />
ochiurilor destinate panourilor de forfecare.<br />
In urma dimensionarii, cu ajutorul porgramului de calcul sap2000 la combinatia de<br />
incarcari cea mai defavorabila (SLU special ) au rezultat urmatoarele sectiuni:<br />
- IPE 360 pentru cadrul MRF,nivelele 1 is 2<br />
- IPE 330 pentru cadrul MRF,nivelele 3 is 4<br />
- IPE 300 pentru cadrul MRF, ultimul nivel si cadru interior<br />
- HEB 200 pentru toti stalpii marginali si interiori nivel 1HEB 160 la primul<br />
nivel,<br />
- HEB 160 la cadru interior, nivel 1 is 2, (pentru prinderea placilor de forfecare)<br />
- HEA 140 la nivele ramase.<br />
- IPE 160 la cadrul interior,<br />
Verificare s-a facut conform Eurocode 3:<br />
Rigla - forta taietoare gruparea SLU fundamental<br />
- moment incovoietor<br />
Stalp - forta axiala gruparea SLU fundamental<br />
- flambaj<br />
Pentru a arata cat mai bine comportarea structurii in domeniul plastic s-au facut doua<br />
analiza neliniare de tip push-over si time-history in Sap2000 si o analiza neliniara in Ansys.<br />
78
SAP2000<br />
Push-over<br />
Curba de mai jos (grafic 3) prezinta o comportare liniara elastica pana la o forta de 800 kN<br />
dupa care intra in plastic si materialul incepe sa curga, deplasarea fiind 170 mm. In timp<br />
ce forta creste structura continua sa se deplaseze pana la 392 mm unde atinge forta<br />
maxima de 970 kN. In acest moment apar instabilitatile reducanduse rezistenta.<br />
Time-history<br />
Grafic 3 - Curba forta vs deplasare<br />
Pentru analiza neliniara dinamica incrementala de tip time-history (TH) s-a folosit<br />
accelerograma scalata Vrancea din 1977 furnizata de INCERC Bucuresti, componenta N-<br />
S, avand valoarea maxima a aceeleratiei PGA=0.19g (grafic 4).<br />
3<br />
2<br />
1<br />
0<br />
-2<br />
-3<br />
Accelerograma vrancea77<br />
0 1000 2000 3000 4000 5000<br />
-1<br />
Grafic 4 - Vrancea77<br />
Determinarea raspunsului strcturi la analiza dinamica incrementala sa facut pentru valorile<br />
ale multiplicatorului acceleratiei lambda de la 0.2 la 2.0.<br />
In acest context avem 3 nivelecriterii de performanta:<br />
- starea limita de sercviciu (SLS) - λ=0.4<br />
- starea limita ultima (SLU) - λ=1.0<br />
79
- starea de prevenire a colapsului (CLPS) - λ=1.22<br />
lambda<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
0<br />
0 0.01 0.02 0.03<br />
drift<br />
0.04 0.05 0.06<br />
Graficul 5 – Deplasarea relativa de nivel<br />
Drift pozitiv<br />
Drift negativ<br />
In tabelul 1 sunt puse in evidenta deplasarile relative de nivel la cele trei nivele de<br />
performanta<br />
drift rel drift rel<br />
Criteri de poz neg lambda P100 Fema<br />
performanta 0 0 0<br />
0.002823 0.004570 0.2<br />
SLS 0.005647 0.009140 0.4 Nu art.<br />
0.008470 0.013710 0.6<br />
0.011293 0.018689 0.8 1 art.<br />
SLU 0.014023 0.023934 1.0 2.50% 1.50%<br />
CLPS 0.017315 0.033056 1.2 nu prevede 2.00%<br />
0.021424 0.039160 1.4<br />
0.029470 0.043258 1.6<br />
0.038370 0.049678 1.8<br />
0.048633 0.054943 2.0<br />
Tabel 1 – Deplasare relativa de nivel<br />
Dupa cum se observa si din tabel, numai deplasarea relativa pozitiva indeplineste<br />
conditiile limita impuse de normele P100 si FEMA la cele trei nivele de performanta.<br />
ANSYS<br />
In continuare s-a trecut la analiza neliniara baza pe zone platice in porgramul de calucul<br />
Ansys. Avand aceeasi structura cu aceeasi stare de incarcari distribuite si nodale<br />
impreuna cu o forta laterala de Fb=1500 kN distribuita linira pe inaltime s-au obtinut<br />
urmatoarele deplasari (figura 9).<br />
80
Figura 9 – Deplasarile laterale<br />
Dupa cum se observa in graficul 6 este prezentat curba forta – deplasare a cadrului<br />
neechipat cu panouri de forfecare. Structura se deplaseaza sub actiunea fortei laterale<br />
pana la forta maxima de 900 kN moment in care intra in curgere.<br />
Grafic 6 – Forta vs deplasare<br />
4. EVALUAREA CADRULUI ECHIPAT CU PANOURI DI<strong>SI</strong>PATIVE<br />
Utilizarea sistemelor disipative pentru controlul comportamentului structurilor din otel<br />
prezinta o alternativa pentru metodele conventionale de proiectare. Modelul convetional de<br />
disipare a energiei seismice in cazul acestor tipuri de structuri se bazeaza pe deformatia<br />
elasto-plastica a elementelor structurale din otel.<br />
O metoda alternativa, care este de actualitate, este prin disiparea energiei seismice prin<br />
intermediul unor panouri dispuse in interiorul structurii cu acest scop precis. In acest<br />
context am echipat cadrulstructura inainte analizat cu panouri de forfecare din otel in<br />
vederea obtinerii de performante imbunatatite (figura 10) .<br />
81
Figura10– Cadru echipat cu panouri de forfecare<br />
In figura 11 sunt prezentate deplasarile nodurilor structurii. Dupa cum se poate observa<br />
deplasarea maxima de la ultimul nivel este de 97 mm. Deci echiparea cadrului cu<br />
panourile de forfecare din otel aduce o imbunatatire din punt de vedere a deplasari cu<br />
35% (in acest caz).<br />
Figura 11 – Deplasarile cadrului<br />
Figura 12 prezinta starea de tensiuni prncipale, in special in panourile de forfecare. Dupa<br />
cum se vede tesiunea maxima apare in colturile panoului si este in jurul limitei de curgere<br />
a otelului S355. Prezinta o directie in diagonala rezutand un panou de forfecare noncompact<br />
sau zvelt.<br />
82
Figura 12 – Tensiunile principale in panourile de otel<br />
Figura 13 – Forta taietoare in panouri<br />
In graficul 7 de mai jos sunt puse in evidenta cele doua curbe forta – deplasare ale celor<br />
doua cazuri: cadru simplu (curba neagra) si cel echipat cu panouri de forfecare (curba<br />
rosie).<br />
Din grafic se observa o crestere a fortei maxime laterale a cadrului echipat cu panouri<br />
Fmax=1110 kN fata de cadrul neechipat Fmax=960 kN.<br />
83
Grafic 7 – Cadru cu panouri<br />
6. <strong>DE</strong>FINIREA MO<strong>DE</strong>LULUI EXPERIMENTAL : CADRU PORTAL ECHIPAT CU<br />
PANOURI <strong>DE</strong> FORFECARE DI<strong>SI</strong>PATIVE<br />
Pentru dovedirea eficacitati sistemului in cadre echipate cu panouri de otel, se vor efectua<br />
, in laboratorul CEM<strong>SI</strong>G al UPT, incercari experimentale, considerand diferite tipopogi de<br />
cadre echipate cu panouri de otel, atat in regim monoton cat si ciclic. Aceste incercari<br />
experimentale vor sta la baza realizării unor modele de calibrare astfel incat parametri<br />
rezultati sa permita un studiu variat pentru validarea soluţiilor .<br />
In acest scop se extrage un cadru portal din structura mentionata pentru analiza<br />
experimentala (figura 14). Iar in figura 15 este prezentat standul experimental care<br />
urmeaza a fi folosit in acesta analiza.<br />
Figura 14 – Cadru portal experimentat<br />
84
Figura 15 - Stand experimental<br />
Pe baza rezultatelor obtinute din incercarile experimentale se vor efectua analize pe baza<br />
de criterii de performanta pentru punerea la punct a unor prescriptii si a unor metode de<br />
proiectare a structurilor folosind panouri disipative.<br />
85
<strong>DE</strong>FINIREA PROGRAMULUI EXPERIMENTAL PENTRU <strong>SI</strong>TEME CU<br />
CONTRAVANTUIRI CENTRICE ECHIPATE CU DI<strong>SI</strong>PATORI CE<br />
LUCREAZA PRIN FRECARE<br />
1. INTRODUCERE<br />
Drd.Ing. Filip Vacarescu Norin<br />
Sistemul static al structurii de rezistenta al unei cladiri cu mai multe etaje reprezinta in toate<br />
alternativele de alcatuire un sistem spatial, capabil sa preia si sa transmita fundatiilor efectul<br />
incarcarilor verticale, greutatea proprie, incarcarea utila si efectul fortelor orizontale care<br />
actioneaza asupra cladirii din actiunea vantului si incarcarea seismica.<br />
Efectul de lucru spatial este asigurat atat prin caracterul legaturilor dintre elementele<br />
componente, stalpi si rigle si eventualele contravantuiri verticale sau sub forma unor<br />
diafragme din beton armat, cat si prin planseele fiecarui etaj care formeaza saibe orizontale in<br />
structura spatiala si care au o mare rigiditate in planul lor.<br />
Structurile in cadre metalice se pot clasifica in general in 3 tipuri in functie de modul in care<br />
rezista la actiunea fortelor laterale:<br />
- cadre necontravantuite (cu noduri rigide) (MRF)<br />
- cadre contravantuite centric (CBF)<br />
- cadre cu contravantuiri excentrice (EBF)<br />
Pentru o proiectara optimala a acestor structuri trebuie gasit un compromis intre cerintele<br />
structurale de rezistenta, rigiditate si ductilitate si cerintele arhitecturale.<br />
Pentru verificările la stările limită ultime, metodele de dimensionare a structurilor situate în<br />
zonele seismice pot conduce la două concepte diferite, care conduc la urmatoarele tipuri de<br />
proiectare a structurilor :<br />
- structuri disipative<br />
- structuri izolate de acţiunea seismică.<br />
- structuri cu amortizare suplimentara<br />
Pentru structurile izolate de actiunea seismica si cele cu amortizare suplimentara structura<br />
este conceputa pentru a evita intrarea in domeniul plastic prin dispunerea unor dispozitive<br />
care pot absorbi energia seismica si pot modifica perioada proprie de vibratie a structurii<br />
pana la niste valori favorabile ale comportamentului global.<br />
Prima alternative cea de structuri ductile duce la conceperea structurilor dissipative. Contrar<br />
structurilor nedisipative, care pot rezista unui seism doar prin comportare elastica, structurile<br />
disipativesunt calculate şi proiectate astfel încât ele să permită plastificarea anumitor zone,<br />
denumite şi zone disipative. Acestea au rolul de a disipa energia cinetică indusă de mişcarea<br />
seismică prin intermediul unui comportament histeretic în domeniul plastic. Partile structurale<br />
concepute ca fiind nedisipative trebuie dimensionate in asa fel ca ele sa ramana in domeniul<br />
elastic.<br />
Cadrele dissipative se pot clasifica in functie de tipul si natura zonelor dissipative.Astfel<br />
putem mentiona aici 3 categorii :<br />
- cadre contravantuite centric Fig.:a,b,d<br />
- cadre contravantuite excentric Fig.:c<br />
- cadre necontravantuite Fig.: e<br />
86
a. b. c. d. e.<br />
Pentru cadrele contravantuite centric zonele disipative sunt in contravantuirile supuse la<br />
intindere , cele supuse la compresiune sufera fenomenul de flambaj. Performantele disipative<br />
a acestui sistem de contravantuire sunt limitate datorita flambajului repetat ce duce la o<br />
degradarea a comportarii ciclice odata cu crestera numarului de cicluri.<br />
Obiectul cercetarii este de a analiza performantele cadrelor contravantuite centric si<br />
imbunatatirea performantelor acestora prin dispunerea de amortizori pe contravantuiri.<br />
2. CADRUL SUPUS ANALIZEI<br />
Modelul folosit in analiza provine dintr-o structura spatiala cu 3x3 deschideri prezentat in<br />
Figura 1.<br />
Fig.1<br />
Pentru analiza am lucrat cu un cadru plan de tip dual MRF + CBF pe 5 nivele cu inaltime de<br />
etaj de 2.4 m Figura 2.<br />
87
combinatii speciale s-a folosit ca<br />
referinta P100/2006.Spectrul folosit<br />
este cel caracteristic pentru Bucuresti<br />
(Figura4).<br />
Pentru o prima iteratie s-a folosit un<br />
factor de reducere a actiunii seismice<br />
de q = 2.5 .<br />
Fig.2 Cadru plan<br />
Dimensionarea cadrului s-a facut in<br />
conformitate cu Standardele de proiectare romanesti<br />
iar pentru dimensionarea in<br />
Fig.4 Spectrul elastic normalizat<br />
Elementele disipative (contravantuirile) au fost dimensionate din combinatia de incarcari G +<br />
E + 0.4Q iar cele nedisipative ( riglele si stalpii cadrului central ) au fost dimensionate din<br />
combinatia de incarcari G + ΩE +0.4Q. unde pentru o analiza simplificata valorile Ω au fost<br />
alese din Tabel.1 (conform P100-1/2006 ).<br />
Tabel 1.Valori ale produsului 1.1 γ Ω<br />
Dimensiunea finala a elementelor este prezentata in Figura 3.<br />
88
Figura 3.Dimensionare elemente<br />
3. EVALUAREA PE CRITERII <strong>DE</strong> PERFORMANTA A CADRULUI<br />
ANALIZAT<br />
Pentru determinarea raspunsului structurii la incarcari seismice s-a realizat o analiza dinamica<br />
(time-history) neliniara folosind accelerograma cutremurului Vrancea 1977 , inregistrarea<br />
INCERC Bucuresti , componenta NS, PGA= 0.19g , Tc = 1.36 sec .Accelerograma a fost<br />
scalata astfel ca spectrul inregistrarii seismice sa fie apropiat de spectrul elastic de proiectare .<br />
S-a folosit o analiza incrementala dinamica la diferite nivele de acceleratie ( λ = 0.2-1.6 din<br />
valoare acceleratiei de proiectare ag= 0.24g ) urmarindu-se mecanismul de formare a<br />
articulatiilor plastice, deplasarea relative de nivel si valorile rotirilor plastice in grinzi si<br />
contravantuiri valori comparate cu valorile admise conform unei dimensionari bazate pe<br />
criterii de performanta avand la baza normativul P100 si documentul FEMA.<br />
89
Verificarea conditiilor se face la 3 stari limita : - SLS λ =0.4<br />
- SLU λ =1.0<br />
- CPLS λ =1.22<br />
Valorile deplasarilor relative de nivel au fost reprezentate grafic in functie de multiplicatorul<br />
de acceleratie Figura 5.<br />
2<br />
1.8<br />
1.6<br />
1.4<br />
1.2<br />
1<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0.2<br />
0<br />
0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04<br />
Figura 5.Deplasarea relativa de nivel<br />
Drift +<br />
Prima articulatie plastica apare la un multiplicator λ=0.8 din valoarea accelerogramei si este<br />
localizata in contravantuiri .<br />
Acest lucru arata ca nu exista deplasari remanente de nivel la acceleratii corespunzatoare SLS<br />
(λ=0.4). In plus deplasarile relative de nivel au valoarea maxima 0.0041. Aceasta valoare este<br />
mai mica decat 0.008 impusa de normativul P100 pentru satisfacerea cerintelor la SLS<br />
valoare ce este in concordanta cu documentul FEMA care da 0.5% pentru cadrele<br />
contravantuite . Pentru verificarea la SLU se verifica rezistenta elementelor conform P100 si<br />
in plus se verifica deplasarea relativa care trebuie sa fie mai mica decat 2.5% conform P100 o<br />
valoare care este insa un pic cam mare.Documentul FEMA da o valoare restrictiva de 1.5%<br />
pentru cadrele contravantuite. si 2.5% pentru cadrele necontravantuite . La prevenirea<br />
colapsului standardul romanesc nu ofera prevederi suplimentare pentru CPLS<br />
consideranduse indeplinirea cerintelor daca sunt indeplinite prescriptiile de la SLU . FEMA<br />
recomanda valoarea de 2.0% pentru cadre contravantuite si de 5 % pentru cele<br />
necontravantuite .In plus la prevenirea colapsului se verifica capacitatea de rotire a<br />
elementelor care trebuie sa fie mai mica decat 0.035 radiani in grinzile MRF .<br />
4. <strong>SI</strong>STEMUL <strong>DE</strong> CONSOLIDARE – AMORTIZORI PE BAZA <strong>DE</strong><br />
FRECARE<br />
O solutie moderna pentru reducerea raspunsului la actiunea seismica o reprezinta cresterea<br />
amortizarii structurii.In acest scop se pot identifica mai multe metode dezvoltate pe plan<br />
mondial ce urmaresc realizarea acestei cresteri a amortizarii ce duce la o imbunatatire<br />
Drift -<br />
90
semnificativa a raspunsului structurilor situate in zone seismice.Aceste metode au fost<br />
studiate atat pentru a fi aplicate la cladiri noi dar si pentru a putea fi utilizate pentru a<br />
imbunatatii performantele seismice a cladirilor deja existente.Schimbarea proprietatilor<br />
dinamice ale structurii se poate face prin mai multe metode cum ar fi :<br />
- Metoda de izolare a bazei sau folosirea unor amortizori de masa acordata<br />
- Utilizarea contravantuirilor in diferite geometrii cu diferite modalitati de disipare a energiei<br />
Fig.5<br />
- Utilizarea panourilor metalice de forfecare<br />
Figura 5.<br />
Disipatorii pe baza de frecare sunt dispozitive histeretice care disipeaza energie prin<br />
intermediul frecarii dintre 2 sau mai multe suprafete de alunecare.Astfel introducerea<br />
disipatorilor cu frecare pentru o amortizare suplimentara reduce semnificativ actiunea fortelor<br />
laterale de inertie cat si amplitudinea<br />
vibratilor.Performantele lor sunt stabile si repetabile.Acestia prezinta curbe histeretice largi de<br />
forma rectangulara si se pot folosi atat in sisteme pasive cat si in sisteme semi active de<br />
control si amortizare.<br />
Cateva exemple de alcatuire si adaptare la sisteme de contravantuiri se dau in figura de mai<br />
jos:<br />
91
La noi in tara sunt putine exemplele de cladiri unde s-au utilizat dispozitive de amortizare.Un<br />
exemplu ar fi consolidarea corpului B din complexul administrativ NAVROM in solutia<br />
SERB-<strong>SI</strong>TON prin controlul , limitarea si amortizarea miscarilor seismice .Aceasta este prima<br />
aplicatie industriala in domeniul constructiilor civile a acestei solutii de consolidare care se<br />
refera la controlul, limitarea si amortizarea miscarii cladirii din punct de vedere<br />
seismic.Aceasta sa realizat cu ajutorul unor dispozitive mecanice tip SERB montate in<br />
contravantuiri dispozitive de amortizare pe baza de frecare.Utilizarea cotravantuiriilor<br />
telescopice permite pastrarea flexibilitatii cladirii la deformatii mici si medii ceea ce asigura<br />
transmiterea actiunii seismice de la terenul de fundare cu forte relativ mici precum si disiparea<br />
energiei seismice la deformatii mici ale cladirii fara aparitia de articulatii<br />
plastice.Dispozitivele SERB si caracteristicile lor pot fi urmarite in figurile de mai jos :<br />
100<br />
50<br />
0<br />
-50<br />
-100<br />
-3 -2 -1 0 1 2 3<br />
d l [ ]<br />
Dispozitiv SERB 194 – 3 încercat la IMS al Academiei Române<br />
Încercări experimentale, caracteristica de histerezis şi produse<br />
depl./ amort.<br />
±3mm/ 77%<br />
±2.5mm/ 79%<br />
±2.2mm/ 86%<br />
±1.7mm/ 93%<br />
±1.5mm/ 92%<br />
Dispozitivele nu au limita inferioara de functionare, ele au amortizare la orice deformatie dx<br />
diferita de 0. Deformarea maxima la dispozitivul de capacitate medie de 100t este de +/- 15<br />
mm (care asigura o deplasare relativa de nivel de 0.5%) iar cel de 150t este de +/-20mm<br />
.Urmatoarele valori ale rigiditatii au fost propuse pt analiza K1 = (20-60)x10** 6 pentru o<br />
deformatie cuprinsa intre 0-2 mm si K2 = (120-480)x10 ** 6 N/m pentru o deformatie de 2-15<br />
mm si o capacitate de amortizare c = (3.5-20)x 10** 5<br />
92
5. EVALUAREA CADRULUI CONSOLIDAT<br />
Pentru analiza cu amortizori contravantuirile cadrului central au fost inlocuite cu elemente de<br />
tip link care trebuie sa modeleze comportarea amortizorilor reali. Amortizorii folositi sunt de<br />
productie autohtona sunt dispozitive de tip SERB-B-194C cu caracteristica histeretica<br />
furnizata de producator pe baza incercarilor experimentale prezentata in Figura 6.<br />
Figura 6.<br />
Problema determinanta este de modelare a acestei comportari histeretice a elementului de tip<br />
link in programul de calcul folosit pentru a avea o prima estimare a comportarii structurii<br />
dotate cu asemenea dipozitive.Dispozitivele au amortizare la orice deformatie dx diferita de<br />
0.Deformatia maxima la dispozitivul de capoacitate medie de 100t este de +/- 15 mm.<br />
Programul SAP2000 ne pune la dispozitie 3 tipuri de comportare histeretica de tip Kinematic<br />
(Fig.7), Takeda (Fig.8) si Pivot (Fig.9).<br />
Fig.7<br />
93
Fig.8<br />
Fig. 9<br />
Primele doua curbe de tip Kinematic si Takeda au fost folosite pentru a se incerca<br />
aproximarea curbei furnizate de producator. In realitate dispozitivele sunt legate la baza<br />
contravantuirilor dar pentru analiza in cauza intreaga comtravantuire a fost inlocuita folosind<br />
o rigiditate echivalenta Kech rezultata din legarea in serie a celor doua elemente cu rigiditatile<br />
corespunzatoare.<br />
S-au facut analize consecutive de tip push over cu controlul deplasarii la +/- 2, +/- 4, +/-<br />
6.Rezultatele sunt prezentate grafic in termeni de Forta-deplasare dupa cum urmeaza :<br />
94
-8<br />
-6<br />
-4<br />
-2<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
-200<br />
-400<br />
-600<br />
-800<br />
0<br />
2<br />
4<br />
6<br />
8<br />
Kinematic<br />
SERB<br />
Fig.10 :Comportarea de tip Kinematic a elementului link<br />
-8<br />
-6<br />
-4<br />
-2<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
-200<br />
-400<br />
-600<br />
-800<br />
0<br />
2<br />
4<br />
6<br />
8<br />
10<br />
TAKEDA<br />
SERB<br />
Fig.11 : Comportarea de tip Takeda a elementului<br />
Cea mai buna aproximare a ariei determinata de curba de control SERB este realizata prin<br />
folosirea unei comportari de tip Takeda .Aceasta comportare a fost folosita in continuarea<br />
analizei pe cadrul plan prezentat anterior.Caracteristica principala urmarita a fost din nou<br />
deplasarea relativa de nivel reprezentata grafic in Figura 12 in comparatie cu driftul obtinut in<br />
cazul contravantuirilor .<br />
95
2<br />
1.8<br />
1.6<br />
1.4<br />
1.2<br />
1<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0.2<br />
0<br />
0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04<br />
2<br />
1.8<br />
1.6<br />
1.4<br />
1.2<br />
1<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0.2<br />
0<br />
0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04<br />
Dift +<br />
Drift -<br />
Drift +<br />
Figura 12 Drift-ul de nivel pentru comportare Takeda (sus) vs. drift-ul fara dispozitive de<br />
amortizare (jos).<br />
Pentru o alta comparatie am folosit si o comportarea de tip Kinematic (Figura 13) standard<br />
care cuprinde in aria ei aria graficului forta deplasare furnizata de producator.<br />
Drift -<br />
96
-8<br />
-6<br />
-4<br />
-2<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
-200<br />
-400<br />
-600<br />
-800<br />
0<br />
2<br />
4<br />
6<br />
8<br />
Figura 13 Comportare de tip Kinematic<br />
10<br />
Kinematic<br />
SERB<br />
Folosind aceasta comportare a elementelor link analiza a fost reluata deplasarea relativa de<br />
nivel fiind comparata din nou cu cea obtinuta fara dispozitivele de amortizare .Fig14<br />
2.5<br />
2<br />
1.5<br />
1<br />
0.5<br />
0<br />
0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04<br />
Fig.14<br />
Comparand curbele de drift in cele doua configuratii structurale se poate observa ca ele sunt<br />
aproximativ asemanatoare ca si forma.Acest lucru arata ca modelarea comportarii structurii<br />
dotate cu sisteme de amortizare prin elemente de tip link poate fi folosita pentru studierea<br />
comportarii structurii.Aceasta modelare poate fi folosita deci in continuare in evaluarea<br />
performantelor structurilor supuse la incarcari seismice in diferite configuratii structurale si<br />
forme ale accelero-gramelor.Urmarind valorile deplasarilor relative de nivel se observa valori<br />
Dift +<br />
Drift -<br />
97
apropiate atat in cazul cu comportare de tip Kinematic cat si in cel cu comportare de tip<br />
Takeda.<br />
Pentru valori mici ale multiplicatorului nu se observa diferente semnificative intre cele doua<br />
modele cu si fara disipatori cu deplasarea relativa de nivel un pic mai mare in cazul celor cu<br />
amortizori datorita unei rigiditati mai reduse.Avantajul disipatorilor apare la valori mari ale<br />
perioadei ( pentru un multiplicator de peste 1.4)<br />
cand structura cu contravantuiri ajunge la cedare.Structura care a fost modelata cu disipatori<br />
inregistraza deformatii mai mici si se evita cedarea.Figura 15<br />
Folosirea amortizorilor duce la imbunatatirea calitatilor ductile a structurii evitand o cedare<br />
fragila a structurii.<br />
2<br />
1.8<br />
1.6<br />
1.4<br />
1.2<br />
1<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0.2<br />
0<br />
0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1<br />
Disipatori<br />
Aceste dispozitive SERB au fost insa gandite pentru a functiona la o perioada de peste 1.5 sec<br />
.Avantajul este ca pot reda o reducere prestabilita a deplasarii daca sunt calibrate corect.Se<br />
poate observa reducerea drift-ului in Fig 14 pentru valori de peste 1.2 a multiplicatorului<br />
acceleratiei adica peste perioada inregistrarii vrancea 77 folosite de 1.36.<br />
Problema apare in modelarea cat mai exacta a comportarii elementelor link pentru a modela<br />
cat mai exact comportarea reala cu intarire de rigiditate .Aceasta modelare face obiectul<br />
studiilor ce se vor desfasura in continuare cu scopul de a putea calibra si modela pe viitor<br />
dispozitivele de amortizare adaptandu-le cat mai bine la structura in cauza si urmarind niste<br />
criterii de performanta prestabilite.<br />
6. Definirea modelului experimental<br />
Modelarea experimentala este un pas necesar pentru validarea modelelor numerice si pentru a<br />
urmari comportarea disipatorilor pe baza de frecare intr-un cadru prestabilit .Pentru<br />
incercarile experimentale se va extrage cadrul parter din cadrul curent (Fig 14 ).<br />
Cadrul urmeaza sa fie incercat atat in configuratie clasica ( cu contravantuiri centrice ) dar si<br />
in varianta consolidata cu dispozitivele de amortizare montate la baza contravantuirilor :<br />
CBF<br />
98
Cadru experimental in varianta clasica<br />
Cadrul de baza urmeaza sa fie incercat atat in regim monoton si ciclic pentru a determina<br />
deformatiile maxime ce duc la cedarea elementelor si fortele maxime induse in cadru .Aceste<br />
incercari vor fi urmate de incercari ciclice urmarind modul de cedare si deformatiile cadrului<br />
in varianta sa normala .<br />
In aceeiasi maniera se va proceda la analizarea cadrului dotat cu dispozitive de amortizare ,<br />
eventual in mai multe configuratii cea de baza cu dispozitivele de amortizare amplasate la<br />
baza contravantuirii fiind prezentata mai jos :<br />
Cadru experimental in o varianta cu amortizori la baza contravantuirilor<br />
Cadrul experimental va fi asezat pe un cadru existent in configuratia lui actuala in laboratorul<br />
de incercari .Pentru aplicarea fortelor laterale se vor folosi actuatorii din dotare care vor fi<br />
atasati la partea superioara a cadrului.Un tip de dispunere a amortizorilor se poate vedea in<br />
figurile de mai jos :<br />
Pentru fiecare configuratie a cadrului incercarile vor fi precedate de incercari pe cadrele in<br />
varianta fara dispozitive de amortizare.Fiecare din cele 3 variante se vor incerca in regim<br />
monoton si in regim ciclic pentru a determina parametrii initiali.Cele 3 variante de dispunere a<br />
amortizorilor vor fi incercate numai in regim ciclic fiind la randul lor precedate de incercari<br />
separate pe dispozitivele de amortizare.Se propun doua variante de amortizori cu proprietati<br />
diferite ce vor fi incercati cu presa INSTRON din dotarea laboratorului CMMC acestia<br />
urmand sa fie apoi montati pe cadrele experimentale in configuratiile amintite mai sus.<br />
Standul experimental existent in laboratorul CEM<strong>SI</strong>G (CMMC) urmeaza a fi adaptat pentru<br />
incercarile cadrului contravantuit centric dotat cu disipatori .Standul poate fi vazut mai jos asa<br />
cum a fost el folosit la incercari anterioare:<br />
100
Stand experimental<br />
Se va dezvolta pe baza incercarilor un model de calcul analitic si determinarea curbelor<br />
histeretice de comportare.<br />
101
Aceste curbe de comportare vor fi comparate cu cele obtinute din simularile numerice<br />
realizate in prima etapa a cercetarii.<br />
Pe baza parametrilor obtinuti si a comportarii modelului experimental se vor efectua analize<br />
pe baza de criterii de performanta pentru punerea la punct a unor prescriptii si a unor metode<br />
de proiectare a structurilor.<br />
102
Indicatori generali:<br />
Indicatori de rezultat generali si specifici<br />
________________________________________________________________________________<br />
| Indicatori de | Denumirea indicatorilor | UM |<br />
| rezultat | | |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 1. Număr de produse şi tehnologii rezultate din | Nr. |<br />
| | activitatea de cercetare, bazate pe brevete, | |<br />
| | omologări sau inovaţii proprii. |0 |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 2. Număr de cereri de brevete depuse în urma | Nr. |<br />
| | proiectelor | |<br />
| | din care: | |<br />
| | a) Naţionale |1 |<br />
| | b) EPO (Europa) |0 |<br />
| | c) USPTO (SUA) |0 |<br />
| | d) Triadice (Europa, SUA, Japonia) |0 |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 3. Număr de cereri de brevete acordate (în urma | Nr. |<br />
| | proiectelor) | |<br />
| | din care: | |<br />
| | a) Naţionale |2 |<br />
| | b) EPO |0 |<br />
| | c) USPTO |0 |<br />
| | d) Triadice |0 |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 4. Număr de articole publicate în urma | Nr. |<br />
| | proiectelor, | |<br />
| | din care: | |<br />
| | a) în reviste indexate I<strong>SI</strong> |0 |<br />
| | b) în reviste indexate în alte baze de date | |<br />
| | internaţionale recunoscute |0 |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 5. Număr de articole acceptate spre publicare în| Nr. |<br />
| | urma proiectelor, | |<br />
| | din care: | |<br />
| | a) în reviste indexate I<strong>SI</strong> |0 |<br />
| | b) în reviste indexate în alte baze de date | |<br />
| | internaţionale recunoscute |0 |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 6. Număr de produse transferabile |0 |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 7. Număr de studii de necesitate publică | Nr. |<br />
| | din care: | |<br />
| | a) de interes naţional |1 |<br />
| | b) de interes regional |0 |<br />
| | c) de interes local |0 |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 8. Număr de IMM participante |50 % |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 9. Ponderea contribuţiei financiare private pe |6 % |<br />
| | proiecte din care contribuţie financiară directă| |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 10. Numărul mediu de poziţii echivalente cu | Nr. |<br />
| | normă întreagă pe proiect, din care: | |<br />
| | a) doctoranzi |5 |<br />
| | b) postdoctorat |15 |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 11. Mobilităţi | Lună |<br />
| | din care internaţionale | x-om |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
103
| | 12. Valoarea investiţiilor în echipamente |Mii RON|<br />
| | pentru proiecte |56 |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 13. Rata de succes în depunerile de proiecte |20 % |<br />
| |_________________________________________________|_______|<br />
| | 14. Număr reţele de cercetare susţinute | Nr. |<br />
|____________________|_________________________________________________|2 _____|<br />
Indicatorii specifici fiecarei directii de cercetare:<br />
Directia de<br />
cercetare<br />
DC 1<br />
Tehnologiile<br />
societăţii<br />
informaţionale<br />
DC 2: Energie<br />
DC 3: Mediu<br />
DC 4:Sănătate<br />
DC 5:<br />
Agricultura,<br />
securitatea şi<br />
siguranţa<br />
alimentară<br />
DC 6:<br />
Biotehnologii<br />
Denumirea indicatorului Numarul Informatii<br />
despre<br />
indicator<br />
� Nr. de tehnologii IT performante<br />
� Nr. tehnologii suport pentru comunicatii;<br />
� Nr. metode/sisteme de inteligenta<br />
artificiala;<br />
� Nr. produse nanoelectronice si fotonice;<br />
� Nr.nano- si microsisteme<br />
� Nr.concepte de utilizare de noi surse<br />
energetice<br />
� Nr. de tehnologii de reducere a pretului in<br />
domeniul energetic<br />
� Nr. de tehnologii/produse in domeniul<br />
securitatii energetice<br />
� Nr. de sisteme şi tehnologii energetice<br />
durabile<br />
� Nr. de tehnologii curate de produs si<br />
proces pentru reducerea poluării mediului<br />
(green chemistry)<br />
Din care: in transporturi<br />
� Nr.de tehnologii eco-eficiente de<br />
valorificare a deseurilor;<br />
� Nr.concepte si tehnologii de consolidare a<br />
diversitatii biologice si ecologice;<br />
Nr. de metode si solutii tehnice in domeniul<br />
amenajarii teritoriului<br />
� Nr.concepte/studii ale mecanismelor de<br />
adaptare ale organismului;<br />
� Nr. metode pe baze moderne de<br />
investigatie in medicina;<br />
� Nr. terapii moderne;<br />
Nr. de metode de preventie si interventionale la<br />
nivel naţional, arondate la spaţiul european de<br />
operare<br />
� Nr. de produse corespunzătoare<br />
principiilor dezvoltării durabile şi securităţii<br />
alimentare, inclusiv alimente funcţionale;<br />
� Nr. de metodologii de detectare a<br />
reziduurilor şi contaminanţilor din întreg lanţul<br />
alimentar<br />
� Nr.de medicamente noi;<br />
� Nr.protocoale de diagnostic şi tratamente<br />
medicale;<br />
� Nr.de tehnologii pentru producţia de<br />
alimente cu siguranţă maximă asupra sănătăţii<br />
umane;<br />
� Nr.de tehnologii avansate in domeniul<br />
• produselor farmaceutice;<br />
104<br />
0<br />
0<br />
0<br />
0<br />
0<br />
0
DC 7:<br />
Materiale,<br />
procese şi<br />
produse<br />
inovative<br />
DC 8:Spaţiu şi<br />
securitate<br />
DC 9:Cercetări<br />
socioeconomice<br />
şi<br />
umaniste<br />
• grupurilor biocatalitice;<br />
• noi enzime şi microorganisme<br />
� Nr. de sisteme bioinformatice<br />
� Nr. de materiale avansate<br />
� Nr.de tehnologii de reciclare a materialelor<br />
avansate<br />
� Nr. de tehnologii avansate de conducere a<br />
proceselor industriale<br />
� Nr. de tehnologii şi produse mecanice de<br />
înaltă precizie şi sisteme mecatronice<br />
� Nr. de tehnologii nucleare<br />
� Nr. de produse şi tehnologii inovative<br />
destinate transporturilor şi producţiei de<br />
automobile<br />
� Nr. de aplicaţii spaţiale integrate<br />
� Nr. de tehnici aeronautice<br />
� Nr. de tehnologii aerospaţiale<br />
� Nr. de tehnici pentru securitate<br />
� Nr. de noi metode manageriale, de<br />
marketing şi dezvoltare antreprenorială;<br />
� Nr. de studii referitoare la calitatea<br />
educatiei si a ocuparii;<br />
� Nr. de studii referitoare la capitalul uman,<br />
cultural şi social;<br />
� Nr.de tehnici de conservare a<br />
patrimoniului<br />
Nota:<br />
La completarea acestor indicatori se va tine seama de directia de cercetare si de obiectiectivele<br />
proiectului.<br />
Acesti indicatori se vor completa acolo unde este cazul.<br />
105<br />
Cod: PO-04-Ed2-R0-F5