Capacitatea nucleului din otel de a se deforma axial liber n interiorul ansamblului beton eava metalic a fost denumit BARA CU FLAMBAJ IMEDICAT

Fig. 1-1.Bara cu flambaj mpiedicat (stnga), nucleul din oel (centru), eava exterioar (dreapta)

Bara cu flambaj mpiedicat sunt alctuite din (fig.1-1): - nucleu de otel ; - eava din otel umplut cu beton ; - un strat subire de material la interfaa cu betonul . - nucleul de otel preia incrcarea axial. - eava exterioar, prin intermediul betonului, constituie reazem lateral al nucleului i mpiedic flambajul nucleului. - Strat subire de material, la interfaa cu betonul, de-a lungul nucleului de oel, elimin frecarea dintre oel i beton n timpul deformaiilor axiale ale nucleului de oel.

1. DESCRIERE

2. ANALIZA DE STABILITATE 2.1 Stabilitatea global a Barei cu flambaj impiedicat solicitate la compresiune , presupunnd c nu se produc fenomene de voalare de-a lungul nucleului de oel, poate fi estimat direct din teoria de stabilitate general a lui Euler.

Figure 2-1. (a) Bara cu flambaj mpiedicat supuse la for axial, (b) reaciunea uniform distribuit de-a lungul nucleului din oel n poziia deformat , (c) ncrcare uniform distribuit de-a lungul mantalei exterioare.

2.1 Distribuia ncrcrii q(x) artat in fig. 2-1(b) este tendina de flambaj a nucleului metalic. Pentru eav este o ncrcare exterioar de-a lungul nucleului de oel.

tiind distribuia ncrcrii (reaciunii) q(x) ecuaia fibrei medii deformate este dat de relaia (2-1):

(2-1)

y(x) - sageata Ei modulul lui Young; Ii - momentul de inertie al nucleuului din otel.

Not: semnul minus din partea dreapt a ecuaiei (2-1) rezult din faptul c q(x) acioneaz n direcia opus a sgeii y(x) .

Reaciunea q(x) constituie ncrcare pentru tubul ( mortar-eav ) exterior fig. 2-1(b). Ecuaia de echilibru a tubului va fi:

nlocuind reaciunea q(x) din ecuaia (2-2) in (2-1) rezult:

y((x) sageata aparuta in Ecuatia (2-1) Eolo - rigiditatea la incovoiere a tubului (mortar-teava) exterior.

(2-2)

(2-3)

Ecuaia omogen Euler devine:

Pentru o contravntuire cu lungimea de flambaj L ecuaia (2-4) la incrcarea critic de pierdere a stabilitii este:

Deoarece rigiditatea la ncovoiere a nucleului de otel, Ei Ii , este de 2 - 3 ori mai mica dect rigiditatea la ncovoiere a tubului ( mortarului + eava ) exterior EoIo . Neglijnd si rigiditatea mortarului (care la deformaii fisureaz) rezulta E0I0 = EtubItub

KL - lungimea efectiva (echivalenta) K=1 pentru legtura la capete articulat K=2 pentru legtura la capete incastrat

E - modulul de elasticitate a lui Young Itube - momentul de inertie al tubului exterior.

(2-6)

(2-4)

(2-5)

Rezistena la flambaj a mortarului a fost neglijat. Ecuaia (2-6) indic c ncrcarea critic a Bara cu flambaj mpiedicat este fora critic de flambaj exprimat, cu relaia Euler, a evii exterioare. n consecin stabilitatea global a contravntuirilor este asigurat atunci cnd fora critic de flambaj (relaia Euler) a tubului, Pcr depete capacitatea portant la ntindere ( la curgere ) a nucleului metalic Py = fy Anucleu

(2-7)

3. STUDII EXPERIMENTALE FCUTE PE BARA CU FLAMBJ IMIEDICAT

Exist patru teste majore experimentale din investigaiile fcute n Japonia care au fost date n literatura, n timp ce testele fcute de ctre Nippon Steel Corporation de-a lungul cercetrilor nu au fost publicate. Watanabe (1988) si Wada (1989) si Watanabe (1992) descriu testele a cinci contravntuiri testate n Japonia cel trziu n 1980. Toate contravntuirile testate au acelai nucleu avnd evi exterioare cu configuraii diferite. (vezi Figura 3-1(a) )

Figura 3-1 Bara cu flambaj mpiedicat testate in Japonia

Figura 3-1 Bara cu flambaj mpiedicat testate la UC Berkeley

Figura 3-2 Configurarea testrii

Testele au fost efectuate cu contravntuirile n poziia nclinat cum sunt artate in Figura 3-2(a). Motivul testelor a fost s studieze efectul diferitelor tipuri de configurri ale evii exterioare si capacitatea la flambaj pe capacitatea total de ncrcare a contravntuirii.

Nucleul este realizat din oel SS41 conform normei japoneze Industrial Standard (JIS). A fost specificat rezistena minim la curgere y=2800Kg/cm2 (y=40ksi). eava exterioar este oel JIS TSK50 si cu o rezistena la curgere specificat y=3700Kg/cm2 (y=60ksi).

Nucleul a fost mbrcat cu un vinilin / band de mastic pentru a se adapta la alungirea transversal a nucleului. Tabelul 3-1 conine proprietile secionale, ncrcrile critice, ncrcrile la curgere a contravntuirilor testate de ctre Watanabe in 1988. ncrcarea la curgere Py=fy Ai, fy limita de curgere a nucleului Ai - aria seciunii transversale a nucleului. Variaiile configurrii evii exterioare prezentat n Tabelul 3-1 arat c stabilitatea la flambaj variaz de la jumtate pn la trei ori peste incrcarea de curgere a nucleului (0.55

Testele rezultate arat c se poate dezvolta o ncrcarea axial asupra nucleului indiferent de tipul seciunii evii exterioare atta timp ct tubul furnizeaz suficient rezisten la flambaj (Pe/Py>1). Pentru situaiile n care ncrcarea nucleului depete ncrcarea de flambaj a evii exterioare contravntuirile cedeaz din flambaj global.

n Figura 3-3 se arat curbele de flambaj elastic ale contravntuirilor testate de ctre Watanabe n anul 1988. ncrcarea critic este obinut din ecuaia de flambaj a lui Euler (Ecuatia (2-6)), cu E fiind modulul de elasticitate al evii exterioare. Contribuia mortarului nglobat i a nucleului de oel la rezistena la flambaj a contravntuirii au fost neglijate.

Fig. 3-3 Curbele de flambaj Euler a 5 bare cu flambaj impiedicat ce au acelasi nucleu (19x90mm), dar au alte dimensiuni ale tubului exterior, testate de Watanabe in 1988 si 1992 si de Wada in 1989.

Acceleraiile folosite au fost date de ctre Observatorul Marin din Kobe, nregistrate la cutremurul de la Kobe in 1995 i cutremurul El Centro din 1940 . Fiecare rezultat al cutremurului produs a fost scalat la nivelul de vitez dorit de la 5cm/sec la 90cm/sec. Pentru aceast contravntuire configurarea ultimului nivel corespunde la o deformaie specific axial de 7.2% care a fost obinut la o deformaie de unghi de nivel echivalent cu 1/20. Autorii au declarat c contravntuirile s-au comportat hysteretic stabil pe toat durata testrii.

Konami (1999) descrie testele a 12 unbonded braces. Aceste teste au fost efectuate n Japonia la mijlocul anilor 1990. Ruperea fragil a mbinrilor ncastrate observat dup cutremurele din 1994 Northridge si 1995 Kobe demonstreaz c mbinrile cu sudur nu sunt ntotdeauna capabile s sa foloseasc capacitatea lor maxim i n mod adecvat s absoarb energia prin deformare plastic. Motivarea studiilor raportate de Konami n (1999) a fost s investigheze efectul elementelor adiionale a cadrelor rezistente la moment care au incluse in specificaii s disipeze energie hysteretic la deformarea plastic a cadrelor rezistente la moment. Dou cadre de acest tip au fost testate unul cu i altul fr bara cu flambaj impiedicat.

Pentru a face comparaie, dimensiunile grinzilor, stlpilor i a contravntuirii rezistent la moment au fost alese n aa fel nct ncrcarea la curgere a ambelor cadre s fie aceeai. Adiional la aceste teste efectuate ntr-o configurare parial (figura 3-2(c)), contravntuirile au fost testate de asemeni la ncrcare axial pur. Aceeai ncrcare axial a fost aplicat pe configurarea parial pe direcia forei axiale din contravntuire bazat pe datele obinute din deplasrile msurate pe durata testrii cadrelor. Comparnd rspunsul cadrelor cu Bara cu flambaj mpiedicat si contravntuirea singur . S-a concluzionat c contravntuirile prevzute aproape ntreaga energie disipat n sistem si c efectul contravntuirii la capt momente prezente n configurarea cadrului a avut un efect minim n performana contravntuirii.

De asemeni autorii au raportat c pentru ncrcarea la deplasarea echivalent a nivelelor energia disipat de ctre cadrele cu Bara cu flambaj mpiedicat a fost mult mai mare dect a celor fr contravntuire. Iwata n (2000) descrie testele care compar patru tipuri comerciale disponibile de contravntuiri mpiedicate la flambaj. Testele s-au fcut cu contravntuiri n poziia nclinat, cum este artat n Fig. 3-2(d). Toate contravntuirile testate au acelai nucleu din oel (rezistena la curgere) si aproximativ aceeai capacitate la flambaj Din cele patru configuraii testate una a fost cu Bara cu flambaj mpiedicat (figura 3-1(c)). S-a raportat c toate contravntuirile s-au comportat bine pn la o deformaie de 1% dar la o deformaie de nivel mai mare Bara cu flambaj mpiedicat s-au comportat cel mai favorabil.

4. TESTRILE UNBONDED BRACES 4.1 Descrierea Contravntuirilor Primele teste ale Bara cu flambaj mpiedicat n Statele Unite au fost fcute la UC Berkeley n primvara lui 1999 si sfritul lui 2000. Caracteristicile geometrice i ncrcrile critice a acestor contravntuiri sunt date n Tabelul 4-1 i curba de flambaj a lui Euler ,,buckling curbe artate n Fig.4-1. Cele trei contravntuiri unbonded braces testate n primvara lui 1999 (Specimenele 99-1, 99-2 and 99-3) sunt reprezentative unbonded braces proiectate de UC Davis si Environmental Science Building.

Dou specimene au nucleu din oel cu seciune rectangulara si un specimen seciune cruciform. nucleurile din oel sunt dup Standardul Industrial Japonez Standard (JIS) oel SM490A care este similar cu ASTM A572/50 cu o rezistena nominal la curgere 45.7ksi.

Figure 4-1. Curbele de flambaj ale lui Euler pentru specimenele testate la UC Berkeley. Liniile indic ncrcrile axiale de curgere ale nucleuului din oel sunt incluse pentru comparare.

eava din oel a fost JIS oel STKR400, oel similar cu ASTM 500. Bara cu flambaj impiedicat testate n 2000 (Specimenele 00-11 si 00-12) sunt reprezentative a contravntuirilor proiectate de ctre Kaiser Santa Clara Medical Center. Specimenele testate au nucleul din aceeai seciune cruciform JIS oel SN400B cu 34.1ksi

4.2 Testele experimentale Testele efectuate n primvara lui 1999 efectuate de UC Berkeley Department of Civil & Environmental Engineering Structures Laboratory n Davis Hall i testele din toamna 2000 au fost fcute de ctre Richmond Field Station of the University of California, Berkeley. n primvara lui 1999 i sfritul lui 2000. S-au testat dou cadre ancorate puternic de planeul laboratorului. O main hidraulic de acionare cu o capacitate de 1000 kips la compresiune i 700 kips la ntindere au fost utilizate pentru o ncrcare ciclic la testarea specimenelor. Sistemul hidraulic avea o capacitate la deplasare de +/- 6 in., i deplasarea a fost controlat cu un traductor montat pe acionare. Setarea testului a fost proiectat, aa c nu a fost nici o alunecare la prinderea pe planeu.

Figura 4-6 arat schematic diagrama setat experimental utilizat pentru ambele teste, n timp ce Figura 4-7. Arat vederile setarile experimentale utilizate pentru testele din 2000.

Figura 4-2. Vedere din faa i din plan a specimenului 99-1.

4.3 CORPURI DE PROBA Mrimea forei i deplasrii a fost msurat cu un aparat digital. ncrcarea a fost msurat de-a lungul unei celule de ncrcare i au fost zece deplasri.

Figura 4-3. Vedere din fa i din plan a specimenului 99-2.

Figure 4-7. Vederile de teste ale Bara cu flambaj mpiedicat montate n toamna lui 2000.

4.5 Rezultate experimentale

3. CONCLUZII 1.In urma testelor s-a demonstrat ca contravntuirile se comporta bine sub incarcarile histeretice specificate de ctre SAC si OSHPD. 2. Datele experimentale au fost utilizate sa: (a)verifice rezultatele teoretice ale stabilitatii structurale ale barelor cu flambaj impiedicat; (b) valideze capacitatea inelastica a contravantuirilor supuse la cerintele unui cutremur sever; (c) calibreze un model histeretic macroscopic ce a fost gasit sa prezizeze, cat mai fidel, relatia forta-deplasare a contravantuirilor. 3. Pentru contravantuirile testate, acest studiu a gsit ca flambajul plastic torsional al nucleuului este modul de stabilitate cel mai critic. 4. S-a concluzionat ca daca nucleuul iese in exteriorul tevii confinate, talpile portiunii de cugere ar trebui sa aibe raportul intre latime si grosime b /t < 5. 5. Rezultatele dintr-un test experimental dintr-un program de test demonstreaz ca barele cu flambaj impiedicat au ductilitate, stabilitate si comportament histeretic repetabil.

7. Capacitatea deformarii plastice a contravantuirilor este mai mare decat cerintele specificate, in termeni de deformatie ultima si termeni de deformatie cumulativa plastica. 8. Modelul macroscopic propus poate fi usor de implementat pentru a calcula raspunsul dinamic al structurii ce include unbonded braces. 9. Aditional studiile parametrice indica ca un model simplu biliniar reprezinta satisfacator comportamentul neliniar al contravantuirii pentru proiectarea structurala propusa. 10. S-a concluzionat ca unbonded braces reprezinta o alternativa fiabila si practica la sistemele de cadre conventionale pentru a spori rezistenta la cutremur a structurilor existente si noi, capabile sa furnizeze atat rigiditatea necesara cat si sa satisfaca conditia de drift, in timp ce da stabilitate si o capacitate substantiala de absorbtie a energiei.

Slide Number 1Slide Number 2Slide Number 3Slide Number 4Slide Number 5Slide Number 6Slide Number 7Slide Number 8Slide Number 9Slide Number 10Slide Number 11Slide Number 12Slide Number 13Slide Number 14Slide Number 15Slide Number 16Slide Number 17Slide Number 18Slide Number 19Slide Number 20Slide Number 21Slide Number 22Slide Number 23Slide Number 24Slide Number 25Slide Number 26Slide Number 27Slide Number 28Slide Number 29Slide Number 30Slide Number 31