Comportamentul diverselor tipuri de conectori sub încÄrcÄri ... - apcmr
Comportamentul diverselor tipuri de conectori sub încÄrcÄri ... - apcmr
Comportamentul diverselor tipuri de conectori sub încÄrcÄri ... - apcmr
Create successful ePaper yourself
Turn your PDF publications into a flip-book with our unique Google optimized e-Paper software.
COMPORTAMENTUL DIVERSELOR TIPURI DE CONECTORISUB ÎNCĂRCĂRI MONOTONE ŞI CICLICE ALTERNANTEAdrian Ciutina 1RezumatCercetarea structurilor compuse cu conlucrare între structura din oţel şi beton este <strong>de</strong> un interesesporit în zilele noastre, datorită raţiunilor economice rezultate din aplicarea practică a soluţiei.Lucrarea prezintă rezultatele unui program experimental pe specimene standard <strong>de</strong> tip push-out, încare au fost variaţi diverşi parametri: tipul <strong>conectori</strong>lor (Profile UPN, profile LL, gujoane Φ22,gujoane Φ16, agrafe din bare <strong>de</strong> armătură), clasa tălpii din oţel a profilului metalic (clasă 1, clasă2 şi respectiv clasă 3), clasa betonului (C25/30 şi 30/37). Încărcarea <strong>de</strong> tip ciclic a fost aplicatăpentru 5 specimene. Rezultatele sunt comentate în termeni <strong>de</strong> rezistenţă, ductilitate şi analizate înfuncţie <strong>de</strong> capacităţile acestora <strong>de</strong> a susţine anumite <strong>de</strong>formaţii între placa din beton armat şiprofilul metalic.1. IntroducereSistemul <strong>de</strong> grinzi compuse oţel-beton este <strong>de</strong>ja folosit în proiectarea structurală <strong>de</strong> o perioadăconsi<strong>de</strong>rabilă <strong>de</strong> timp [1]. <strong>Comportamentul</strong> grinzilor compuse este caracterizat <strong>de</strong> conexiunea dintrecele două materiale, care lucrează la forfecare. Din acest motiv au fost concepute şi testate <strong>de</strong> cătrecercetători multe <strong>tipuri</strong> <strong>de</strong> dispozitive în ve<strong>de</strong>rea realizării unei conexiuni <strong>de</strong> forfecare optime. Înconsecinţă, pe <strong>de</strong> o parte consi<strong>de</strong>rentele economice continuă să motiveze <strong>de</strong>zvoltarea unor produsenoi, iar pe <strong>de</strong> alta cercetătorii încearcă să folosească noi tehnici pentru folosirea <strong>conectori</strong>lortradiţionali [2]. Noile generaţii <strong>de</strong> <strong>conectori</strong>, cum ar fi <strong>conectori</strong>i preperforaţi [3] promit să fie oalternativă eficientă a <strong>conectori</strong>lor standard <strong>de</strong> tip gujon cu cap.Procedura standard push-out dată în Anexa B a Euroco<strong>de</strong> 4 [4] oferă o modalitate corectă <strong>de</strong>investigare la forfecare a <strong>conectori</strong>lor. Totuşi această procedură oferă informaţii doar <strong>de</strong>spreîncărcările <strong>de</strong> tip monoton. În cazul grinzilor cadrelor necontravântuite <strong>sub</strong> încărcări seismice, un<strong>de</strong>momentele pot schimba semnul în <strong>de</strong>cursul încărcării, forfecarea din <strong>conectori</strong> poate fi <strong>de</strong> tipalternant. În literatura <strong>de</strong> specialitate există relativ puţine rapoarte <strong>de</strong> cercetare care consi<strong>de</strong>ră<strong>conectori</strong>i <strong>sub</strong> încărcări ciclice <strong>de</strong> tip alternant, iar majoritatea tratează comportamentul <strong>conectori</strong>lor<strong>de</strong> tip gujon cu cap.1 Şef Lucrări, Universitatea „Politehnica” din Timişoara, Facultatea <strong>de</strong> Construcţii, Departamentul <strong>de</strong> ConstrucţiiMetalice şi Mecanica Construcţiilor171
Feldmann & Gesella [5] fac o analiză foarte <strong>de</strong>taliată la oboseală a <strong>conectori</strong>lor <strong>de</strong> tip gujon laîncărcări cvasi-statice. La oboseală cu cicluri <strong>de</strong> amplitudine mare (low-cycle fatigue), Bursi şiBallerini [6] au analizat comportamentul <strong>conectori</strong>lor-gujon la variaţii <strong>de</strong> <strong>de</strong>plasare <strong>de</strong> tip variabilrespectiv constant nesecvenţial. O comparaţie între rezultatele testelor ciclice şi cele monotone aucondus autorii la concluzia că formulele oferite <strong>de</strong> Euroco<strong>de</strong> 4 pentru calculul rezistenţei<strong>conectori</strong>lor conduc la valori nesecuritare când sunt aplicate direct în proiectarea seismică.Pe o cercetare condusă pe două <strong>tipuri</strong> diferite <strong>de</strong> <strong>conectori</strong>, Aribert & Lachal [7] au <strong>de</strong>monstrat <strong>de</strong>asemenea faptul că răspunsul ciclic a condus la o scă<strong>de</strong>re masivă atât a rezistenţei globale cât şi aductilităţii, <strong>sub</strong>liniind faptul că în cazul încărcărilor ciclice, aşa cum este şi cazul acţiunii seismice,folosirea conexiunii parţiale trebuie evitată.Prezenta lucrare prezintă rezultatele a 11 teste experimentale <strong>sub</strong> încărcări <strong>de</strong> tip monoton (<strong>de</strong> tippush-out) şi 5 teste experimentale la încărcări ciclice (<strong>de</strong> tip push-pull), încercate în LaboratorulCEMSIG al Universităţii Politehnica din Timişoara. Scopul final al activităţii <strong>de</strong> cercetare este <strong>de</strong> agăsi comportamentul diferitelor <strong>tipuri</strong> <strong>de</strong> <strong>conectori</strong> <strong>sub</strong> acţiuni ciclice <strong>de</strong> genul celor seismice,corespunzătoare teritoriului României.2. Configuraţia specimenelor, standul experimental, interpretarea rezultatelor2.1 Configuraţia şi <strong>de</strong>scrierea specimenelorDimensiunile specimenelor <strong>de</strong> tip push-out (incluzând secţiunea metalică şi planul <strong>de</strong> armare) aufost <strong>de</strong>rivate din caracteristicile oferite <strong>de</strong> Anexa B - paragraful B 2.2 al Euroco<strong>de</strong> 4. Dimensiunileplăcilor din beton şi ale profilului metalic au fost menţinute constante pentru toate testele, la fel şiconfiguraţia şi diametrul barelor <strong>de</strong> armare (Φ 10mm), aşa cum este arătat mai în Figura 1.1516015035160250150620150 2651501408040180 160 180Figura 1. Specimene standard <strong>de</strong> tip push-out, în conformitate cu Euroco<strong>de</strong> 4.Descrierea specimenelor este dată în Tabelul 1. În procesul <strong>de</strong> concepţie a specimenelor au fostconsi<strong>de</strong>raţi patru parametri:- tipul <strong>conectori</strong>lor (gujoane Φ16 pe doua rânduri; gujoane Φ22 dispuse pe un singur rând;agrafe din armatura Φ 10mm, placi metalice preperforate; corniere L120x80x8 si profil UNP 120);- clasa betonului (C25/30; C30/37);- clasa profilului din otel (clasa 1 corespunzătoare profilului standard HEB 260, clasa 2 princonsi<strong>de</strong>rarea unui profil din table sudate cu tălpi <strong>de</strong> 10mm grosime si respectiv clasa 3, princonsi<strong>de</strong>rarea unui profil similar cu tălpile din tabla <strong>de</strong> 8mm grosime).600401509035172
Figura 2 prezintă o ve<strong>de</strong>re 3D a <strong>tipuri</strong>lor <strong>de</strong> <strong>conectori</strong> folosiţi, sudaţi pe profilele metalice.Tabel 1. Descrierea specimenelor <strong>de</strong> tip push-out.Specimen Tip <strong>conectori</strong> No.<strong>conectori</strong>ClasabetonuluiProfil oţelPT-16/I-M 8Φ16 (2 rânduri) 8 C25/30 HEB 260PT-16/II-M 8Φ16 (2 rânduri) 8 C25/30 Clasă 2*PT-16/III-M 8Φ16 (2 rânduri) 8 C25/30 Clasă 3**PT-16/S-M 8Φ16 (2 rânduri) 8 C30/37 HEB 260PT-16/I-C 8Φ16 (2 rânduri) 8 C30/37 HEB 260PT-22-M 4Φ22 (1 rând) 4 C25/30 HEB 260PT-22-C 4Φ22 (1 rând) 4 C25/30 HEB 260PT-A-M Ancore (Φ 10mm) 4 C25/30 HEB 260PT-A-C Ancore (Φ 10mm) 4 C25/30 HEB 260PT-A/S-M Ancore (Φ 10mm) 4 C30/37 HEB 260PT-II-M Plăci preperforate*** 2 C25/30 HEB 260PT-II-C Plăci preperforate *** 2 C25/30 HEB 260PT-LS/II-M L120x80x8 4 C25/30 Clasă 2*PT-LS/III-M L120x80x8 4 C25/30 Clasă 3**PT-LS/I-C L120x80x8 4 C25/30 HEB 260PT-US-M UNP 120 4 C25/30 HEB 260* profil 260X260 t f =10mm** profil 260X260 t f =8mm*** placa longitudinala din otel (t=8mm) pe fiecare latura a profilului metalic, preperforată pentru trecerea armaturilorFigura 2. Dispoziţia <strong>conectori</strong>lor pe profilul din oţel.2.2 Standul experimental şi procedura <strong>de</strong> încărcareFigura 3 arată standul experimental folosit pentru testele experimentale. Forţa <strong>de</strong> compresiune esteaplicată printr-un piston hidraulic, în regim <strong>de</strong> <strong>de</strong>plasare. Încărcarea a fost aplicată întâi în paşi <strong>de</strong>până la 40% din forţa <strong>de</strong> cedare evaluată şi apoi prin 25 <strong>de</strong> cicluri între 5% şi 40% din forţa <strong>de</strong>cedare evaluată, în conformitate cu specificaţiile Euroco<strong>de</strong> 4. După aceste cicluri, forţa a crescutmonoton până la cedarea specimenului. În cazul testelor ciclice, a fost aplicată procedura ECCS [8],având caracteristicile <strong>de</strong> curgere <strong>de</strong>terminate pe baza testelor monotone.173
Piston(acţionareReazem <strong>de</strong>tracţiuneSpecimenMasa <strong>de</strong> reacţiuneFigura 3. Standul experimental.2.3 Evaluarea rezultatelorPentru interpretarea rezultatelor a fost adoptată următoarea procedură: capacitatea la forfecare aconectorului, P R,k este consi<strong>de</strong>rată capacitatea maximă <strong>de</strong> încărcare, redusă cu 10% şi împărţită lanumărul total <strong>de</strong> <strong>conectori</strong>. Capacitatea <strong>de</strong> alunecare a conectorului δ u este dată <strong>de</strong> către curba forţă<strong>de</strong>plasarerelativă, şi corespun<strong>de</strong> capacităţii <strong>de</strong> forfecare P R,k (vezi Figura 4).Captorii <strong>de</strong> <strong>de</strong>plasare au fost dispuşi pentru a măsura alunecarea relativă dintre cele două dale dinbeton şi profilul metalic precum şi separarea (<strong>de</strong>sprin<strong>de</strong>rea) dintre acestea. În total au fost folosiţi unnumăr <strong>de</strong> 10 captori <strong>de</strong> <strong>de</strong>plasare la fiecare test, 6 pentru <strong>de</strong>plasările longitudinale relative, iar 4pentru măsurarea <strong>de</strong>sprin<strong>de</strong>rii laterale a <strong>conectori</strong>lor (partea <strong>de</strong> sus şi respectiv jos), Forţa <strong>de</strong>compresiune este aplicată printr-un piston hidraulic, în regim <strong>de</strong> <strong>de</strong>plasare.Figura 4. Determinarea <strong>de</strong>formaţiei unui conector δ u în conformitate cu Euroco<strong>de</strong> 4.Pentru interpretarea rezultatelor, valoarea forţei a fost consi<strong>de</strong>rată cea oferită <strong>de</strong> captorul <strong>de</strong> forţădin piston, iar alunecarea relativă consi<strong>de</strong>rată ca fiind valoarea medie între valorile înregistrate <strong>de</strong>cei doi captori <strong>de</strong> <strong>de</strong>plasare dispuşi la partea superioară a specimenului.3. Rezultate experimentaleTabelul 2 prezintă principalele rezultate interpretate din curbele monotone (prezentate in Figura 5),şi din înfăşurătorile curbelor ciclice:- F y reprezintă forţa <strong>de</strong> curgere, în sensul procedurii <strong>de</strong> încărcare ECCS (1986);- δ y este <strong>de</strong>plasarea la curgere;- S j,ini este rigiditatea iniţială a curbei F-δ;174
- F max este forţa maximă înregistrată în timpul încărcării;- δ u este capacitatea <strong>de</strong> <strong>de</strong>formare a conectorului;- P R,k este forţa capabilă <strong>de</strong> forfecare a conectorului.3.1 Rezultatele testelor monotoneAşa cum o arată interpretarea datelor experimentale (Figura 5), rezultatele sunt foarte dispersate,având forţe maxime între 590kN (specimenul PT-A-M) până la 1256kN pentru specimenul PT-US-M. De asemenea, capacitatea <strong>de</strong> forfecare variază între 2.35mm (PT-LS/II-M) până la aproape 22mm pentru specimenul PT-II-M. Pentru a avea o mai bună imagine asupra variaţiilor <strong>de</strong> rezistenţă şiductilitate, se va face o analiză funcţie <strong>de</strong> parametrii variaţi în conceperea specimenelor.Tabel 2. Principalele rezultate <strong>de</strong>rivate din interpretarea datelor experimentale.SpecimenF y[kN]δ y[mm]S j,ini[kN/mm]F max[kN]δ u[mm]P R,k /conn.[kN]PT-16/I-M 396.0 0.20 1983.4 801.1 4.91 99.7PT-16/II-M 514.6 0.37 1349.8 862.6 7.52 100.1PT-16/III-M 501.2 0.34 1399.6 831.8 6.42 103.1PT-16/S-M 436.2 0.17 2359.8 844.0 7.18 102.9PT-16/I-C 430.0 0.29 1454.0 579.0 2.33 60.66PT-22-M 405.8 0.35 1093.5 737.6 14.43 177.2PT-22-C 407.0 0.44 871.0 474.0 2.11 95.6PT-A-M 396.0 0.20 1813.0 590.6 7.84 132.8PT-A-C 339.0 0.08 4361 544.3 1.98 117.9PT-A/S-M 356.9 0.08 4331.1 649.6 6.51 146.6PT-II-M 557.5 0.13 3701.4 1033.0 21.46 465.6PT-II-C 403.0 0.09 3939 586 0.60 272.5PT-LS/II-M 586.8 0.21 2677.1 794.4 2.36 179.1PT-LS/III-M 494.6 0.10 4726.9 790.4 3.09 177.8PT-LS/I-C 650.0 0.27 2274.0 774.3 0.98 165.9PT-US-M 804.9 0.41 2052.9 1256.0 9.65 314.0140012001000800Force [kN]PT-US-MPT-16/II-MPT-16S-MPT-16/III-MPT-22-MPT-II-M600400PT-AS-MPT-16/I-MPT-LS/II-MPT-LS/III-M200PT-A-Mslip [mm]00 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20Figura 5. Comparaţie între curbele monotone.175
Influenţa tipului <strong>de</strong> <strong>conectori</strong>Pentru scopul studiului au fost folosite şase <strong>tipuri</strong> diferite <strong>de</strong> <strong>conectori</strong>. Curbele caracteristice pentrucele şase tipologii <strong>de</strong> conectare sunt prezentate în Figura 6, pentru aceeaşi clasă a profilului metalic(<strong>de</strong> tip HEA) şi clasă a betonului (C25/30).140012001000Force [kN]PT-US-MPT-II-M800600400200PT-16/I-MPT-A-MPT-LS/II-MPT-22-M0slip [mm]0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20Figura 6. Curbele forţă-alunecare relativă pentru diferite <strong>tipuri</strong> <strong>de</strong> <strong>conectori</strong>.În termeni <strong>de</strong> rezistenţă, putem observa cu uşurinţă faptul că specimenul care are <strong>conectori</strong> <strong>de</strong> tipUPN (PT-US-M) prezintă cea mai mare rezistenţă, în timp ce specimenul cu agrafe din armatură(PT-A-M) prezintă o forţă capabilă mai mică cu mai bine <strong>de</strong> jumătate din rezistenţa primuluispecimen. În ceea ce priveşte ductilitatea, specimenul PT-II-M prezintă cea mai bună capacitate <strong>de</strong><strong>de</strong>formabilitate, dar trebuie spus faptul ca în acest caz ea reprezintă ductilitatea armăturilor dindalele <strong>de</strong> beton (cedarea acestui specimen a fost prin strivirea betonului în apropierea plăcilorperforate din oţel).Specimenul cu <strong>conectori</strong> LL120 a avut un comportament mai <strong>de</strong>grabă necorespunzător, cedareaacestuia producându-se foarte repe<strong>de</strong>, prin <strong>de</strong>sprin<strong>de</strong>rea laterală a dalelor din beton <strong>de</strong> tălpilecornierelor. Aceasta este <strong>de</strong>monstrată <strong>de</strong> scă<strong>de</strong>rea foarte bruscă a curbei caracteristice aspecimenului.Conectorii <strong>de</strong> tip gujon cu cap au <strong>de</strong>monstrat un comportament aşteptat, printr-o ductilitateconsi<strong>de</strong>rată ca fiind satisfăcătoare şi o rezistenţă similară cu cea <strong>de</strong>dusă din proiectarea clasică.Totuşi, există diferenţe importante în termeni <strong>de</strong> rezistenţă şi ductilitate între cele două specimenecu gujoane (PT-16/I şi PT-22) cu toate că aria <strong>de</strong> forfecare a acestora este aproape similară.Influenţa mărcii betonuluiDiferenţele dintre caracteristicile specimenelor cu modificarea clasei betonului pot fi evi<strong>de</strong>nţiate înTabelul 2 şi sunt arătate grafic în Figura 7 (specimenele PT-16/I şi PT-A au fost concepute ca avânddouă clase diferite din beton).După cum cedarea calculată în cazul acestor specimene este prin forfecarea <strong>conectori</strong>lor şi nu prinstrivirea betonului, nu există o evi<strong>de</strong>nţă clară în creşterea rezistenţei la forfecare a specimenelor şinici a ductilităţii odată cu creşterea mărcii betonului. Totuşi, rigiditatea iniţială a curbelor specificespecimenelor cu beton marca C30/37 este semnificativ mai mare <strong>de</strong>cât cea a specimenelor cu marcăinferioară şi pare să fie singura influenţă în aceste cazuri.176
900800700600500Force [kN]400300200PT-16/I-MPT-16/S-MPT-A-MPT-AS-M1000slip [mm]0 1 2 3 4 5 6 7 8Figura 7. Curbele forţă-<strong>de</strong>plasare relativă arătând influenţă mărcii betonului.Influenţa tălpii profilului metalicConectorii tip gujon cu cap <strong>de</strong> 16mm şi specimenele cu <strong>conectori</strong> L, au fost selectate pentru diferiteclase ale tălpii profilului din oţel (17.5mm pentru profilul clasa I - HEB 260, 10 mm pentru clasa IIrespectiv 8mm pentru clasa III). Rezultatele parametrilor urmăriţi sunt date în Tabelul 2 şi sunt <strong>de</strong>asemenea schiţate grafic în Figura 8 şi <strong>de</strong>monstrează faptul că nu există diferenţe majore întrecomportamentul specimenelor pe serii. Aceasta este valabil atât pentru rezistenţă cât şi pentruductilitate. Şi în cazul acestui parametru, rigiditatea iniţială este foarte diferită în cadrulspecimenelor pe serie, însă aceasta nu urmăreşte o anumită regulă odată cu modificarea grosimiitălpii din oţel.Se pare totuşi că în cazul reducerii grosimii tălpii profilului din oţel la valori semnificativ mai mici(la 6 sau chiar 4 mm) se poate conta pe o creştere a ductilităţii conectorului datorită încovoieriilocale a tălpii profilului.1000900800700600500400300200Force [kN]PT-16/I-MPT-16/II-MPT-16/III-MPT-LS/III-MPT-LS/II-M100slip [mm]00 2 4 6 8 10 12 14Figura 8. Curbele forţă-<strong>de</strong>plasare relativă pentru diferite clase ale tălpii profilului metalic.177
3.2 Rezultatele testelor cicliceFigura 9 prezintă comportamentul ciclic ale celor 5 teste ciclice, iar Figura 10 prezintă comparaţiadintre partea pozitivă a înfăşurătorii curbei ciclice cu curba monotonă corespunzătoare. Toatecurbele testelor monotone au <strong>de</strong>monstrat valori în termeni <strong>de</strong> rezistenţă şi rigiditate valori cu multsuperioare înfăşurătorilor curbelor ciclice. De exemplu, pentru specimenul PT-16, cu <strong>conectori</strong> tipgujon <strong>de</strong> 16mm, reducerea în rezistenţă P R,k este <strong>de</strong> aproximativ 40%, iar reducerea în capacitatea<strong>de</strong> alunecare este mai mare <strong>de</strong> 50%. Aceeaşi concluzie este valabilă şi pentru specimenele PT+22,dar cu un grad mai mare <strong>de</strong> reducere a ductilităţii.800600600PT-16/I-C500PT-22-CPT-A-C600400400400300200200200100Slip [mm]Slip [mm]0Slip [mm]00-4 -2 0 2 4 6-4 -3 -2 -1 0 1 2 3-64-4 -2 -100 0 2 4 6-200-200-200-400-300-400-400-600-500-600Force [kN]Force [kN]Force [kN]800800PT-II-CPT-16/I-C600600400400200Slip [mm]2000-0.5 0 0.5 1 1.5 20Slip [mm]-200-4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4-400-200-600-400-800-600Figura 9. Curbele forţă-<strong>de</strong>plasare relativă pentru specimenele testate ciclic.Force [kN]Force [kN]Specimenul PT-II cu plăci preperforate reprezintă cea mai periculoasă situaţie, aşa cum a fost<strong>de</strong>monstrat <strong>de</strong> testele experimentale. Cu toate că testele monotone au arătat un comportament foartebun, cu rezistenţă sporită şi ductilitatea cea mai mare între testele monotone, testul ciclic a<strong>de</strong>monstrat un comportament ciclic foarte rău, cu o reducere a rezistenţei <strong>de</strong> aproximativ 40%, şi o<strong>de</strong>plasare ultimă δ u <strong>de</strong> 0.6mm. În acest caz, conexiunea <strong>de</strong> forfecare între conectorul din oţel şibeton este pierdută în primele cicluri datorită „efectului <strong>de</strong> cuţit” al conectorului preperforat. Înacest fel practic nu există energie disipată în timpul ciclurilor, iar rezistenţa <strong>de</strong>screşte rapid cuincremente semnificative.900800700600500400300200100Force [kN]PT-16/I-MPT-16/I-C0Slip [mm]0 1 2 3 4 5 6 712001000800600Force [kN]800700600500400300200Force [kN]PT-22-MPT-22-C100Slip [mm]00 5 10 15 20PT-II-MPT-II-C700600500400300200Force [kN]PT-A-MPT-A-C100Slip [mm]00 2 4 6 810400300PT-LS/II-M200PT-LS/I-C200100Slip [mm]Slip [mm]000 5 10 15 20 0 2 4 6 810Figura 10. Diferenţe înregistrate între curbele monotone şi înfăşurătorile curbelor ciclice.900800700600500400Force [kN]178
O situaţie interesantă apare în cazul specimenelor cu profile LL (PT-L) şi cu ancore metalice (PT-A), pentru care în ciuda faptului că există o pier<strong>de</strong>re importantă <strong>de</strong> ductilitate (δ u < 2mm pentruambele cazuri), reducerea capacităţii <strong>de</strong> forfecare rămâne <strong>sub</strong> 10% pentru specimenele ciclice.Trebuie <strong>de</strong> asemenea <strong>sub</strong>liniat faptul că pentru toate specimenele ciclice, valorile maxime alealunecărilor relative nu satisfac criteriul <strong>de</strong> 6mm, stipulat în Euroco<strong>de</strong> 4-1, 6.6.1.1.Cu toate că studiul <strong>de</strong> faţă este limitat la numărul <strong>de</strong>scris <strong>de</strong> teste, rezultatele testelor ciclice au<strong>de</strong>monstrat foarte clar faptul că încărcările monotone nu conduc în mod necesar la aceleaşi rezultateaplicând încărcări <strong>de</strong> tip ciclic. În consecinţă, folosirea <strong>conectori</strong>lor la elementele structurilor situateîn zone seismice trebuie reconsi<strong>de</strong>rată.3.2 Modurile <strong>de</strong> cedareFigurile 11-13 arată modurile tipice <strong>de</strong> cedare pentru diferitele <strong>tipuri</strong> <strong>de</strong> <strong>conectori</strong>.Figura 11. Cedări tipice în forfecare ale gujoanelor cu cap.În cazul <strong>conectori</strong>lor <strong>de</strong> tip gujon (Figura 11) cu toate că în general comportamentul poate ficonsi<strong>de</strong>rat ca fiind ductil, cedarea a fost fragilă, prin forfecarea unui set <strong>de</strong> <strong>conectori</strong> situat <strong>de</strong>aceeaşi parte a profilului metalic. Trebuie adăugat aici faptul că nu a existat o strivire a betonului,cu excepţia betonului <strong>de</strong> la baza gujonului.Pentru specimenele cu <strong>conectori</strong> din profile LL şi UPN, cedarea a fost prin încovoierea <strong>conectori</strong>lor(Figura 12), dar fără o rupere efectivă a oţelului din <strong>conectori</strong>. În cazul specimenelor cu corniere,talpa înglobată în beton a fost smulsă foarte repe<strong>de</strong>, după atingerea încărcării maxime. Este foarteposibil ca folosirea unor armături <strong>de</strong> forfecare, dispuse transversal prin talpa înglobată în beton ar fiputut întârzia cedarea. În mod cu totul diferit, conectorul <strong>de</strong> tip UPN a fost foarte bine ancorat înbeton, iar în acest caz modul <strong>de</strong> cedare a fost combinat, prin strivirea locală a betonului şiîncovoierea conectorului, lângă sudarea acestuia <strong>de</strong> profilul metalic.Figura 12. Cedarea la forfecare a <strong>conectori</strong>lor din profile LL si UPNModul <strong>de</strong> cedare a specimenelor cu agrafe din armături (Figura 13) a fost prin forfecarea simplă aelementelor <strong>de</strong> conectare. Nu a fost înregistrată nici o urma <strong>de</strong> strivire a betonului în vecinătatea179
<strong>conectori</strong>lor. Ca şi comportament global, acest tip <strong>de</strong> comportament a fost consi<strong>de</strong>rat ductil, datorităfaptului că forfecările agrafelor au fost <strong>de</strong>calate pe curba caracteristică.Figura 13. Cedarea la forfecare a <strong>conectori</strong>lor tip agrafăSpecimenul CP-II-M reprezintă un caz special datorită faptului că în acest caz cedarea nu estecaracteristică conectorului din oţel, ci betonului şi a armaturilor. Practic, acest conector a acţionat caun cuţit în corpul dalei din beton. Primele semne <strong>de</strong> cedare au fost prin fisuri longitudinale în masadalei din beton, în mijlocul acesteia, paralel cu conectorul, şi continuând cu strivirea betonului lapartea inferioară a dalei din beton. După încărcare, a fost <strong>de</strong>scoperit faptul că barele transversale <strong>de</strong>armare au fost încovoiate <strong>de</strong> către conectorul longitudinal. Acest fapt a condus la un comportamentfoarte ductil al acestui tip <strong>de</strong> conector pentru specimenele încărcate monoton, însă a condus la opier<strong>de</strong>re foarte rapidă a a<strong>de</strong>renţei pentru cele încărcate ciclic.4. ConcluziiÎn urma studiului, următoarele concluzii pot fi trase:- schimbarea tipului <strong>de</strong> conector a indus practic dispersia cea mai mare a rezultatelor întermeni <strong>de</strong> forţă-<strong>de</strong>plasare relativă pentru încărcările monotone. Un comportament foarte bun s-aobţinut în cazul <strong>conectori</strong>lor profil U şi a celor cu tablă prepeforată. La polul opus au fostspecimenele cu <strong>conectori</strong> tip LL, care trebuiesc evitaţi fără folosirea unor armături transversale caresă treacă prin talpa liberă a profilului. Specimenele cu <strong>conectori</strong> gujon au avut un comportamentcorespunzător în termeni <strong>de</strong> ductilitate şi rezistenţă, în concordanţă cu caracteristicile acestora <strong>de</strong>proiectare şi modurile <strong>de</strong> cedare. Specimenele cu ancore <strong>de</strong> armătură au condus la un comportamentfoarte bun în termeni <strong>de</strong> ductilitate, dar la o rezistenţă care poate fi consi<strong>de</strong>rată redusă în comparaţiecu celelalte <strong>tipuri</strong> <strong>de</strong> <strong>conectori</strong>;- pentru specimenele studiate, schimbarea clasei tălpii din oţel nu a afectat în modsemnificativ răspunsul monoton al specimenelor;- încărcarea ciclică a condus, în cazul tuturor specimenelor la o reducere semnificativă aalunecării relative a <strong>conectori</strong>lor, reducere care este catalogată ca fiind neductilă în conformitate cuEuroco<strong>de</strong> 4. De asemenea, a fost <strong>de</strong>monstrată o reducere importantă a rezistenţei caracteristice a<strong>conectori</strong>lor, P R,k , variind între 10 şi 40%. Deoarece această concluzie este doar una parţială, opiniaautorilor este că cercetările asupra comportamentului <strong>conectori</strong>lor în regim ciclic trebuiesccontinuate, pentru a putea oferi un mod <strong>de</strong> proiectare securitar a grinzilor compuse la încărcăriseismice, precum şi reglementări a<strong>de</strong>cvate în norma Euroco<strong>de</strong> 8 referitoare la <strong>conectori</strong>.180
5. Bibliografie[1] Oehlers, D.J. & Bradford, M.A., 1995 Composite Steel and Concrete Structural Members,ISBN 008041919 Pergamon.[2] Hosain, M.U. & Pashan, A. 2004 Channel Shear Connectors in Composite Beams: Push-outTests. Composite Constructions in Steel and Concrete V, Ed. Leon, T. and Lange, J., ASCE2004.[3] Marececk, J., Samec, J. & Studnicka, J. 2005 Perfobound Shear Connector BehaviourProceedings of EUROSTEEL 2005 4th European Conference on Steel and CompositeStructures, Maastricht, 2005 Ed. Hoffmeister, B. and Hechler, O.[4] EN 1994-1-1, 2004. EUROCODE 4: Part 1.1 – Design of composite steel and concretestructures. Brussels: CEN, European Committee for Standardisation, Final Version,September 2004.[5] Feldman, M., Gesella, H. & Leffer, A. 2004 The Cyclic Force-Slip Behaviour of Hea<strong>de</strong>dStuds un<strong>de</strong>r Non-Static Service Loads – Experimental Studies and Analytical DescriptionComposite Constructions in Steel and Concrete V, Ed. Leon, T. and Lange, J., ASCE 2004.[6] Bursi, O.& Ballerini M., 1997 Quasi-static cyclic and pseudo-dynamic tests on composite<strong>sub</strong>structures with softening behaviour 5th International Colloquium on Stability andDuctility of Steel Structures, Nagoya, Japan.[7] Aribert, J-M. & Lachal, A., 2000 Moment Resistant Connections of Steel Frames in SeismicAreas. Design and Reliability (Editor F.M. Mazzolani ), E&FN SPON, London, ISBN 0-415-23577-4 Chapter. 4.3. Cyclic behaviour of Shear Connectors.[8] European Convention for Constructional Steelwork, Technical Committee 1, TWG 1.3 –Seismic Design, No.45, 1986, Recommen<strong>de</strong>d Testing Procedures for Assessing theBehaviour of Structural Elements un<strong>de</strong>r Cyclic Loads.181
182