2

SECTIUNEA 1

RAPORTUL STIINTIFIC SI TEHNIC (RST)

FAZA DE EXECUTIE NR. 2/2008 CU TITLUL: PROACTEX Etapa 2

RST – raport ştiinţific şi tehnic în extenso*

PVAI – proces verbal de avizare internă

PVRLP – procese verbale de recepţie a lucrărilor de la

parteneri

PF – protocol de finalizare (numai pentru faza finala)

* pentru Programul 4 “Parteneriate in domeniile prioritare” se va utiliza modelul din Anexa 1

Cod: PO-04-Ed2-R0-F5

3

Raportul Ştiinţific şi Tehnic (RST) în extenso

Cuprins

o Obiective generale o Obiectivele fazei de execuţie o Rezumatul fazei o Descrierea ştiinţifică şi tehnică o Anexe

1 Soluţii moderne pentru consolidarea şi reabilitarea clădirilor amplasate în zone seismice în acord cu cerinţe de performanţă şi sustenabilitate 2 Dispozitive SERB pentru controlul, limitarea şi amortizarea deplasărilor relative de nivel a clădirilor înalte

o Concluzii o Bibliografie

Obiective generale Teoria dezvoltării durabile este relativ nouă şi se află în curs de formare. Conceptul de dezvoltare durabilă s-a conturat într-un moment în care subiectul mediului înconjurător se afla în prim planul dezbaterilor politice. Comunitatea internaţională a decis să trateze problemele mediului prin măsuri colective la nivel global, pe care a căutat să le definească şi să le aplice prin intermediul unu cadru internaţional adecvat. Acest cadru de acţiune la nivel internaţional s-a format în timp şi se află într-o evoluţie dinamică, cuprinzând măsuri legale cu caracter obligatoriu în forma tratatelor sau convenţiilor sau cu caracter neobligatoriu, în forma declaraţiilor, rezoluţiilor sau seturilor de linii directoare şi orientări politice, măsuri instituţionale şi mecanisme de finanţare viabile. Dezvoltarea durabilă este singurul drum pe care civilizaţia, ajunsă la un înalt nivel cultural, ştiinţific, tehnologic şi economic, trebuie să îl urmeze pentru a nu se autodistruge. În perioada contemporană, domeniul construcţiilor a devenit unul dintre cele mai complexe sectoare de activitate ale economiei. Dezvoltarea, atât la nivel macro cât şi la nivel microeconomic, este de neconceput fără programe de investiţii bine fundamentate şi puse în practică în mod corespunzător şi, în acest sens - în vederea obţinerii unei eficienţe economice ridicate - investiţiile în construcţii trebuie să deţină o pondere însemnată în cadrul programelor investiţionale, aspect confirmat de evoluţia în timp a acestui domeniu de activitate pe tot cuprinsul globului. Rezolvarea problemelor privind dezvoltarea durabilă, punerea la dispoziţia economiei a infrastructurii necesare, asigurarea de locuinţe pentru populaţie, protejarea şi conservarea mediului natural, realizarea echilibrului dintre funcţionalismul raţional şi individualism etc., preocupă permanent atât pe specialiştii din domeniu, cât şi pe oamenii politici şi pe reprezentanţii societăţii civile. Omul modern a încercat şi încearcă permanent rezolvarea acestor priorităţi ale momentului, printr-o dezvoltare raţională şi eficientă a activităţii în domeniul construcţiilor. Trecerea treptată de la societatea industrială la cea informaţională – de la preponderenţa activităţilor industriale la cea a activităţilor din sectorul serviciilor şi apoi cel al informaticii – impune transformări majore în toate domeniile, inclusiv în cel al construcţiilor, chemat să se adapteze schimbărilor cerute de noul tip de activităţi. Progresul societăţii a determinat apariţia altor necesităţi legate de creşterea nevoilor de trai, care se referă la creşterea cerinţelor de confort (spaţii, dimensiuni, dotare, echipare, posibilităţi de reparare etc.), creşterea cerinţelor pentru noi tipuri de dotări sociale, educaţionale, culturale, comerciale, de sănătate, de agrement etc., creşterea cerinţelor pentru reţele moderne şi rapide de transport, în special cele urbane. Este bine ştiut faptul că între prosperitatea economică şi existenţa unui sistem de transport performant este o puternică interdependenţă, ceea ce impune o abordare unitară, la nivel global, astfel încât să se asigure o viziune integrate a tuturor componentelor infrastructurii – şosele, căi ferate, căi navigabile, fluviale şi maritime, reţele portuare, aeroporturi ş.a.

4

Creşterea interesului pentru o dezvoltare durabilă a determinat în construcţii o serie de măsuri şi acţiuni specifice, cum ar fi reducerea şi chiar eliminarea unor metode poluante, nocive, mari consumatoare de energie, utilizarea resurselor regenerative, evitarea folosirii unor materiale care în urma demolării nu pot fi refolosite sau reduse şi reasimilate mediului, reechilibrarea balanţei ecologice prin proiectare, producţie, folosire, locuire. Costul acestor măsuri de ordin ecologic va fi luat în calcul pentru determinarea preliminară a preţului produselor realizate, pentru a se construi exact ceea ce este necesar, astfel încât omul să fie stimulat să se gândească la viitoarele generaţii şi la păstrarea în cât mai bune condiţii a mediului înconjurător. Proiectul 31042/2007 se încadrează în obiectivul general al programului 4, de creştere a competitivităţii CD prin stimularea parteneriatelor în domenii prioritare, concretizate în tehnologii, produse şi servicii inovative pentru rezolvarea unor probleme complexe şi crearea mecanismelor de implementare. În ceea ce priveşte obiectivele specifice ale direcţiei de cercetare 3 Mediu, subdirecţia 3.5 Construcţii, proiectul atinge 6 din cele 10 obiective specifice şi anume: 3.5.1 Aplicarea tehnologiilor avansate pentru dezvoltarea oraşelor cu menţinerea şi conservarea clădirilor istorice (fără afectarea acestora) 3.5.2 Reducerea impactului negativ al construcţiilor asupra mediului natural (în exploatare şi prin produsele de demolare) 3.5.3 Sisteme de anvelope inteligente cu proprietăţi predictiv-reactive 3.5.5 Sisteme de concepere şi proiectare a clădirilor noi cu consum foarte redus de căldură 3.5.7 Soluţii tehnice de reducere a riscului – clădiri noi şi consolidarea post dezastru 3.5.8 Metode pentru creşterea rezistenţei clădirilor la modificări climatice extreme Obiectivul declarat al proiectului este de a crea sisteme structurale si solutii tehnologice inovative pentru protectia cladirilor noi si existente la actiuni extreme (cutremure severe, vanturi puternice, foc, explozii sau impact), in contextul conceptului de dezvoltare durabila. Obiectivele specifice ale proiectului rezulta din cele 7 pachete de lucru propuse (WP) si se suprapun peste 6 din cele 10 obiective specifice ale subdirectiei de cercetare (3.5.1-3.5.3; 3.5.5; 3.5.7; 3.5.8) si anume: Materiale si tehnologii noi, Criterii de performanta si dezvoltare durabila, proiectare bazata pe performanta si robustete pentru cladiri noi si existente supuse la actiuni extreme, Sisteme si tehnologii mixte inovative, Sisteme noi disipative pentru amortizarea actiunilor extreme, Tehnici si sisteme reversibile pentru consolidarea cladirilor existente si Proceduri pentru proiectare durabila. Ultimul pachet de lucru va cuprinde 2 studii de caz. Obiectivul principal urmărit este deci, de a îmbina criteriile de dezvoltare durabilă cu criteriile de siguranţă, de a le integra într-un proces de de proiectare bazat pe criterii de performanţă. Siguranţa structurii, raportată la durata de viaţă pentru care este proiectată structura şi la perioada de recurenţă a acţiunilor extreme, asociată cu nivelul de asigurare faţă de aceste acţiuni să reprezinte o componentă a LCA (Low Cycle Assesment). Obiectivele fazei de execuţie Schema pachetelor de lucru, legatura dintre activitati si etapele de desfasurare ale proiectului este prezentata mai jos, iar in tabelul urmator sunt detaliate activitatile din pachetele de lucru in corelatie cu obiectivele propuse ale etapei a 2-a din 2008.

5

Schema de interactiune a activitatilor pe etape si pachete de lucru

Activitati Rezultate corespunzatoare activitatilor WP1. Sinteza: Familii si sisteme de produse pentru constructii. Procese de proiectare si executie. Criterii de performanta si sustenabilitate. Dezvoltare de procese complete. Cerinte de performanta si sustenabilitate pentru cladiri. Evaluare credibila, metode si instrumente de verificare pentru evaluarea cat mai corecta a datelor de produs; metode utilizabile pentru declaratia de conformitate, cerinte, parametri tehnici ai produsului; utilizarea tehnologiilor avansate de materiale. Solutiile dezvoltate de parteneri tintesc catre emisii zero, energie zero folosita si prelucrare eficienta a resurselor. Dezvoltare de solutii de inchideri, adoptand tehnologii de izolare si energie solara eficiente. Dezvoltare de instrumente de verificare si raportare date de produs, luand in considerare informatia privind nivelul de performanta al cladirii. Dezvoltare de instrumente pentru managementul proceselor inovative (instrumente de management proiect, instrumente de modelare de baza, metode de verificare si legaturi cu baze de date) pentru a creste interactiunea si comunicarea cu instrumentele inovative ale clientilor Metode de proiectare si executie bazate pe performanta si dezvoltare durabila Aspecte sociale, culturale si economice in evaluarea dezvoltarii durabile

Stabilire de metode de lucru in colaborare si baze de date intre diferite discipline si arii profesionale. Creare de cerinta si cunoastere comune Noi tehnologii si produse pentru sectorul constructii eficiente energetic, durabile si competitive: conceptii, solutii produse si materiale si tehnologia de producere a lor. Scopul este de a obtine dezvoltare, productie, operatii si suport la un pret minim, in timpul cel mai scurt si de calitate a produselor si serviciilor. Dezvoltarea integrata a produselor este un proces care foloseste in mod sistematic modelari structurate pentru a considera toate stagiile ciclului de viata al produselor in timpul stadiului initial de proiectare; costurile de produs si performantele sunt gandite pentru a converge cu cerintele clientului. Metode de scurtare a timpului de parcurgere de la cercetarea de baza, la solutiile competitive de pe piata. Baze pentru integrarea tehnologiilor cu dezvoltarea proceselor

6

Procese de constructie curate WP2. Metoda de proiectare bazata pe nivele de performanta versus Metoda de proiectare bazata pe criterii de dezvoltare durabila pentru cladiri noi si existente supuse la actiuni extreme Definitii (Metoda generala, Actiuni exceptionale si situatii extreme (cutremure puternice, vanturi puternice, incendii, explozie si impact sau combinatii ale acestora), integritate structurala si robustete, constructii cu valoare istorica si/sau monumentala) Integritate structurala prin metoda bazata pe nivele de performanta versus evaluarea de robustete Exemple de degradari si moduri de cedare Metoda generala pentru evaluarea robustetii

Curba pushover pentru evaluarea a constructiei bazata pe performanta

In cadrul metodologiei de proiectare a structurilor supuse la actiuni extreme bazata pe criterii de performanta se integreaza conceptul de robustete, pe baza caruia se formuleaza criterii de referinta in intervalul ”life safe – near collapse – collapse”. Aceste criterii conduc la evaluarea cladirilor existente si noi, supuse la actiuni extreme cum ar fi cutremure puternice, vanturi puternice (tornade), incendii, explozii sau impact. De asemenea se iau in considerare si scenarii de combinatii ale acestora cum ar fi incendiu dupa cutremur sau incendiu dupa explozie

Definirea indicelui direct si indirect de degradare

WP3. Sisteme de tehnologii mixte inovative pentru cladiri Structuri compozite cadre din beton armat cu otel de inalta rezistenta o Cadre din beton armat (MRF) +

Contravantuiri centrice CB (cu flambaj impiedecat BRB)

o Cadre din beton armat (MRF) + Contravantuiri excentrice EB (cu link detasabil) • Cu limita de curgere joasa (scurt,

supus la forfecare) • Link cu sectiune redusa (RBS

link), supus la incovoiere o Cadre din beton armat (MRF) +

panouri metalice supuse la forfecare (MSP)

Fatade sticla participanta – otel Panouri lemn – hotel supuse la forfecare pentru pereti structurali

Sisteme si tehnologii mixte inovative pentru cladiri, cum ar fi: Asocierea otelurilor de inalta performanta cu cadrele rezistente din beton armat, sau fatade interactive sticla-otel sau panouri mixte lemn-otel pentru pereti structurali. In ceea ce priveste prima categorie, sistemul poate utiliza contravantuirile centrice (impiedecate la flambaj), contravantuiri excentrice cu link detasabil sau panouri metalice supuse la forfecare.

Sistem cu link detasabil

7

Stand de incercare

Rezumatul fazei Proiectul isi propune sa initieze, studieze si sa evalueze noi sisteme si tehnologii pentru protectia cladirilor la actiuni extreme in contextul cerintelor pentru dezvoltare durabila. Derularea activitatilor prevazute in proiect se realizeaza in cadrul a 7 ”pachete de lucru”. Obiectivul principal urmărit este deci, de a îmbina criteriile de dezvoltare durabilă cu criteriile de siguranţă, de a le integra într-un proces de de proiectare bazat pe criterii de performanţă. Siguranţa structurii, raportată la durata de viaţă pentru care este proiectată structura şi la perioada de recurenţă a acţiunilor extreme, asociată cu nivelul de asigurare faţă de aceste acţiuni să reprezinte o componentă a LCA (Low Cycle Assesment). Primul pachet al proiectului (WP1), care este parţial acoperit de această fază, face o trecere in revista si o sinteza a familiilor si sistemelor de produse de constructii, a proiectarii proceselor de constructii si a criteriilor pentru performanta si dezvoltare durabila. In ultimul timp se inregistreaza un transfer din zona altor domenii inguste, cum ar fi aeronavale, automotive sau nanomateriale, catre zona constructiilor. Astfel tehnologii avansate bazate pe utilizarea unor materiale cu performante ridicate, dispozitive sofisticate de protectie si transfer a fortelor conduc catre sisteme si tehnologii compozite cu metodologii de investigare si analiza avansate. Scopul cercetarii este de a crea prin colaborari si studii interdisciplinare, sisteme de constructii cat mai eficiente energetic si cu implicatii de mediu minime, cu costuri cat mai reduse. Cel de-al doilea pachet (WP2) integreaza in cadrul metodologiei de proiectare a structurilor supuse la actiuni extreme bazata pe criterii de performanta, conceptul de robustete, pe baza caruia se formuleaza criterii de referinta in intervalul ”life safe – near collapse – collapse”. Aceste criterii conduc la evaluarea cladirilor existente si noi, supuse la actiuni extreme cum ar fi cutremure puternice, vanturi puternice (tornade), incendii, explozii sau impact. De asemenea se iau in considerare si scenarii de combinatii ale acestora cum ar fi incendiu dupa cutremur sau incendiu dupa explozie. Pachetul nr. 3 (WP3) se ocupa de sisteme si tehnologii mixte inovative pentru cladiri, cum ar fi asocierea otelurilor de inalta performanta cu cadrele rezistente din beton armat, sau fatade interactive sticla-otel sau panouri mixte lemn-otel pentru pereti structurali. In ceea ce priveste prima categorie, sistemul poate utiliza contravantuirile centrice (impiedecate la flambaj), contravantuiri excentrice cu link detasabil sau panouri metalice supuse la forfecare. Descrierea ştiinţifică şi tehnică Ştiinţa construcţiilor este prin natura ei interdisciplinara. In prezent, aceasta ştiinţa trebuie sa facă faţă cerinţelor stringente impuse de conceptul cadru al dezvoltării durabile. In momentul de fata, sectorul „construcţii” este responsabil pentru consumul a circa 50% din resursele primare pe care le oferă natura mai mult decât oricare alt sector industrial. Mediul construit consuma circa 40%-45% din energia produsa la nivel mondial, in mod direct si prin consecinţe indirecte, produce cel mai mare impact asupra mediului natural. Pe de alta parte mediul construit este foarte vulnerabil la acţiuni externe ale mediului natural. Impactul asupra vieţii si economiei, in sens complex al „construcţiilor” este enorm si decisiv pentru condiţiile si calitatea vieţii pe pământ. Diminuarea si controlul acestui impact sunt misiunea strategiei denumita „dezvoltare durabila” si constituie una din direcţiile prioritare ale Uniunii Europene.

8

Implementarea conceptului de dezvoltare durabila in construcţii (DDC) nu se poate realiza decât prin inovare la nivel conceptual si tehnologic. Procesul este in mod evident pluri- si interdisciplinar. Poziţionarea sectorului de „construcţii” in contextul „dezvoltării durabile”, in mediul înconjurător se prezintă in schema de mai jos.

Se poate construi durabil, pe baza unor modele conceptuale performante (funcţionalitate, siguranţa, neutre sau cu impact redus fata de mediu), folosind materiale cu caracteristici fizico-mecanice superioare (reciclabile si cu consumuri înglobate de resurse primare si energie scăzute), aplicând sisteme constructive si tehnologii adiacente (siguranţa, flexibilitate, consumuri energetice scăzute, impact minim fata de mediu). O trecere in revista a noilor materiale, care se folosesc in realizarea elementelor structurale ale construcţiilor inginereşti se face in WP3. Modelul templului pentru intelegerea dezvoltarii durabile este aratata in figura de mai jos, unde fundamentul pentru realizarea cerintelor de dezvoltare durabila, pentru a realiza conditiile de functionalitate si siguranta sunt proiectarea data de norme (ENV), societatea (SOC) si economia (EC).

EC

SOC

EN

V

Functionalitate + Siguranta

Dezvoltare durabila

Dezvoltare durabila: modelul templului

O aplicaţie deosebit de interesanta, spre exemplu, sunt îmbinările ductile „rigla-stâlp” la cadrele multietajate ale clădirilor amplasate in zone seismice, realizate cu structuri SMA (Aliaje cu memorie a formei). O alta aplicaţie in acelaşi domeniu vizează contravântuirile disipative cu amortizori reologici „absorbante de soc”. Aceste materiale avansate se folosesc fie ca elemente structurale sau pentru consolidarea celor din materiale convenţionale (FRP), fie in îmbinări si dispozitive disipative in cazul construcţiilor solicitate la acţiuni seismice si la vanturi puternice. In cazul otelurilor superrezistente sau a celor cu limita de curgere scăzuta, aplicabil in general pentru structuri supuse la acţiuni extreme, analiza este la nivel micro (mecanica ruperilor, elasticitate, dislocaţii). In prezent, tot mai mult, tehnologiile structurale din industria aeronautica, navala si auto câştiga teren si in domeniul structurilor de construcţii. In domeniile in care se lucrează cu structuri inginereşti avansate (aeronautica, auto) si unde, de cele mai multe ori, cei care fac modelarea si analiza structurala sunt ingineri constructori, nano - micro si mezo - analiza ar deveni familiare. Durabilitatea in contextul in care se discuta in cadrul acestui proiect, se refera si la capacitatea de răspuns si siguranţă a construcţiilor la acţiuni extreme, de origine naturala sau provocate:

9

cutremure, vanturi puternice, foc, impact, explozii, etc. Criteriile de performanta adoptate, in acest caz (PBE- Performance Based Engineering) sunt in legătură biunivoca cu concepţia, materialele, sistemele constructive si tehnologiile utilizate. Filosofia PBE se extinde in mod evident si asupra fondului construit in prezervarea si/sau, după caz reabilitarea acestuia, pentru a păstra valorile culturale, pentru a satisface cerinţele ce ţin de siguranţă si calitatea vieţii, pentru a reduce consumurile energetice, etc. o reabilitare performanta necesita o abordare multidisciplinara si nu se poate face decât aplicând materiale performante si tehnologii, de cele mai multe ori inovative (vezi proiectul FP6-INCO CT PROHITEC). Din punct de vedere conceptual, al modelarii si controlului prin calcul, reabilitarea unei construcţii este, in mod evident mai complexa decât proiectarea unei construcţii noi. Expertizarea unei clădiri vechi in vederea stabilirea diagnosticului structural si a propunerii masurilor de reabilitare este o întreprindere deosebit de complexa, care implica de multe ori interacţiunea unor specialităţi diverse: istorie, arhitectura, fizica, chimie, ştiinţa materialelor, mecanica structurilor si a pământurilor, tehnologie, etc. Principalele instrumente de investigare in problematica abordata in cadrul proiectului sunt modelarea numerica si experimentala. Cu cat sunt mai performante si complexe materialele si dispozitivele realizate din aceste materiale, respectiv mai complexe stările de solicitare la care acestea trebuie sa facă fata, cu atât sunt mai indicate parteneriatele in proiecte complexe pentru capacităţile de investigare si control. Proiectul complex de parteneriat isi propune ca, in contextul arătat, sa creeze sisteme structurale şi soluţii tehnologice inovative pentru protecţia clădirilor existente şi noi la acţiuni extreme, în contextul conceptului de dezvoltare durabilă. Proiectul 31042/2007 este legat de protectia cladirilor noi si existente sub actiunea unor actiuni extreme, in contextul noului concept de dezvoltare durabila, prin utilizarea unor sisteme si tehnologii inovative. Contributia proiectului la dezvoltarea cunostintelor din domeniu se realiza prin propunerile facute pentru aceste sisteme si tehnologii, de noutate si in curs de cercetare si pe plan european (vezi lista proiectelor internationale la care echipa proiectului participa sau a participat). Cele mai importante contributii ar putea fi urmatoarele:

1. Rezultatele cercetarii promovează transferul celor mai noi si moderne cunostinte tehnice (bazate pe materiale avansate, metode de calcul moderne si sisteme tehnologice avansate) in proiectare si executie pentru protectia cladirilor existente si noi supuse la actiuni care nu au fost considerate in proiectare sau actiuni si situatii de calcul exceptionale produse de conditii naturale (zapada, vant, cutremur) sau de activitati umane (explozii, impact, foc). Aceasta permite o schimbare semnificativa in industria de constructii, permitand utilizarea in practica de zi cu zi si intr-un mod durabil, a solutiilor prefabricate reversibile de inalta performanta, crescand productivitatea si competitivitatea si, in acelasi timp conditiile de lucru si siguranta. De fapt, operatiile de atelier vor inlocui activitatile de pe santier, care nu sunt intotdeauna bine organizate si de o calitate sigura.

2. Integrarea lucrarilor in proiecte europene, faptul ca rezultatele sunt diseminate prin cooperari internationale, prin articole in reviste si conferinte, impune clar ca proiectul sa fie realizat la nivel european. Rezultatele sunt de un mare interes pentru tarile europene si mai ales pentru cele din centrul si estul Europei, unde se pune stringent problema intretinerii si consolidarii fondului existent locuibil, mai ales din punct de vedere al riscului seismic. La nivelul UE proiectul este integrat cu urmatoarele programe in care UPT-CEMSIG este impicata avand rolul de coordonator national: - COST C26 ”Urban Habitat Constructions under Catastrophic Events” - COST C25 ”Sustainability of Constructions: Integrated Approach to Life-time Structural

Engineering” - COST TU0601 – Robustness of Structures - Proiectul UE RFCS ”STEELRETRO – Steel Solutions for Seismic Retrofit and Upgrade

of Existing Constructions” Este de subliniat faptul ca participarea in programele COST se sustine cu cercetare finantata la nivel national, finantarea UE constand doar in cheltuielile de deplasare. Integrarea la nivel national se sustine prin proiectele deja existente in care UPT-CEMSIG este coordonator de proiect:

10

- Proiect MATNATECH-CEEX nr.29/2006: ”STOPRISC - Sisteme constructive si tehnologii avansate pentru structuri din oteluri cu performante ridicate destinate cladirilor amplasate in zone cu risc seismic”

- Programul Platforme/Laboratoare de formare si cercetare interdisciplinara, Contract 04/15.09.2006: Centrul de studii avansate si cercetare in ingineria materialelor si structurilor”

3. Rezultatele cercetarilor favorizează utilizarea optima a sistemelor de materiale si tehnologii, permitand minimizarea erorilor de proiectare, a erorilor din timpul executiei, si reduceri de cost reale prin scurtarea timpului de executie, crescand substantial calitatea structurala; in plus va fi posibila planificarea optima a interventiilor, cu risc minim, luand in considerare resursele existente. Rezultatele cercetarilor sunt de importanta majora pentru siguranta cetatenilor.

4. Cercetarile efectuate reduc semnificativ pierderile economice pentru repararea stricaciunilor datorate actiunilor exceptionale si pentru intreruperea activitatilor economice. Utilizarea solutiilor optime creste posibilitatea de reversabilitate a interventiilor si gradul de prefabricare.

5. Utilizarea solutiilor conform conceptului de dezvoltare durabila, este favorizat, reducand consumul de materiale si energie si reducand masele implicate (solutiile actuale adoptate prevad utilizarea unor mase mari, manopera multa, nu sunt reversibile si au un impact mare asupra cladirilor existente).

6. Prin programul de diseminare, se garanteaza transferul imediat si impact al rezultatelor obtinute catre practica de zi cu zi. Mai mult, acesta garantează accesibilitatea completa si transferul rezultatelor.

Rezultatele cercetărilor din această etapă sunt prezentate în Anexele 1-6 ale prezentului raport, după următorul plan: Anexa 1: Proiectarea bazată pe criterii de performanţă a structurilor metalice pentru clădiri

înalte amplasate în zone seismice: metodologie şi studiu de caz (WP2) Anexa 2: Scenariul “foc după cutremur” pentru clădiri multietajate cu structură metalică

(WP2) Anexa 3: Definirea programului experimental pentru sisteme de consolidare antiseismică a

cadrelor din beton armat cu contravântuiri cu flambaj împiedecat (WP 3) Anexa 4: Definirea programului experimental pentru sisteme de contravântuiri excentrice cu

link detaşabil, în soluţie compusă oţel-beton (WP 3) Anexa 5: Definirea programului experimental pentru cadre cu panouri de forfecare

disipative din metal (WP 3) Anexa 6: Definirea programului experimental pentru sisteme de contravântuiri centrice

echipate cu disipatori care lucrează prin frecare (WP 3)

11

Anexa 1

PROIECTAREA BAZATA PE CRITERII DE PERFORMANTA A STRUCTURILOR METALICE PENTRU CLADIRI INALTE AMPLASATE

IN ZONE SEIMICE : METODOLOGIE SI STUDIU DE CAZ

Dan DUBINĂ, Florea DINU, Aurel STRATAN

1. INTRODUCERE In ultimii ani au fost construite în lume numeroase clădiri înalte, in special in zonele dens populate. Aceasta tendinţa s-a manifestat si in tara noastră, unde in ultimii ani s-au construit numeroase clădiri înalte, in special in Bucureşti. In anul 2006 s-a adoptat noul cod de proiectare seismica P100-1/2006 [1], bazat pe norma europeana EN 1998-1 [2]. In conformitate cu acest cod de proiectare seismica, structurile trebuie sa fie proiectate si construite in aşa fel încât sub acţiunea unui cutremur puternic (cutremur de proiectare) sa fie evitate pierde4rile de vieţi omeneşti iar sub un cutremur frecvent avariile sa fie limitate. Pentru a reduce volumul de calcul se si a evita calculul explicit al structurii in domeniul inelastic, se poate lua in considerare capacitatea structurii de disipare a energiei seismice prin intermediul spectrului de răspuns de inelastic, redus fata de cel elastic. Aceasta reducere se face prin intermediul factorului de comportare q. In cazul structurilor complexe sau al structurilor care combina diferite sisteme structurale (sisteme duale) sau diferite calitati de otel (otel uzual de construcţii, otel de înalta rezistenta), apar anumite probleme in evaluarea factorului q. In plus, pentru atingerea unui mecanism plastic favorabil si creşterea capacitatii de disipare, anumite elemente sunt proiectare sa reziste acţiunii in domeniul elastic in timp ce altele sunt proiectate sa se deformeze in domeniul post elastic. Pentru a asigura aceasta cerinţa, este nevoie sa se controleze prin proiectare ordinea de apariţie a articulaţiilor plastice. De aceea, este nevoie sa se asigure o buna corelare intre proprietatile de rezistenta, rigiditate si ductilitate ale elementelor si îmbinărilor. Acest lucru înseamnă de fapt ca este nevoie sa se controleze prin calcul o anumita ierarhie intre elementele disipative si nedisipative. Atingerea acestei ierarhii se poate face prin impunerea unor cerinţe de ductilitate elementelor disipative si a unor cerinţe de rezistenta celor nedisipative. Nivelul suprarezistentei este dat in primul rând prin intermediul factorului Ω, care reprezintă raportul dintre valoarea efortului capabil si a celui de calcul din combinaţia seismica intr-un anumit element. Folosirea acestei metode nu garantează întotdeauna păstrarea comportării in domeniul elastic pentru elementele nedisipative. La fel ca in cazul factorului q, in practica este destul de dificil sa se furnizeze cu precizie valorile factorilor Ω, in special pentru structurile complexe sau a celor ce îmbina mai multe materiale. O alta probleme o constituie limitarea imprastierii valorilor factorilor Ωi pentru toate elementele disipative intr-un interval de 25%. In cazul structurilor reale, aceasta ultima cerinţa este, in multe cazuri, dificil sau imposibil de asigurat, deoarece anumite elemente pot sa fie dimensionate din alte condiţii decât cele seismice (ex. încărcarea din vânt, incarcari tehnologice, etc). In aceste cazuri, performantele seismice trebuie sa fie verificate prin intermediul unui calcul neliniar static sau dinamic iar, daca este nevoie, sa se corecteze secţiunile elementelor.

Este unanim acceptata utilizarea in calculul seismic a unei metodologii bazate pe mai multe obiective de performanta. Exista un nivel minim de siguranţa care trebuie sa fie asigurat unei clădiri pentru a se reduce numărul de victime in cadrul producerii unor cutremure puternice. Dar pe lângă asigurarea acestui obiectiv, este de asemenea nevoie sa se asigure reducerea nivelului de distrugeri, care pot afecta regiuni întinse sau chiar tari întregi [3].

In lucrare se prezintă câteva aspecte legate de proiectarea bazata pe performanta a unei clădiri cu 26 de etaje amplasata in Bucureşti, având destinaţia de clădire de birouri. Deoarece clădirea se afla intr-o regiune cu risc seismic ridicat, este necesara asigurarea unei robusteţi suficiente la acţiuni seismice. Pentru a se evalua performantele seismice ale structurii, s-a utilizat o metodologie bazata pe 3 nivele de performanta (stări limita): starea limita de serviciu (SLS), starea limita ultima (ULS) si starea limita de prevenire a colapsului (CPLS). Fiecare din cele trei nivele de performanta este

12

asociat unui anumit nivel de intensitate seismica. Evaluarea cerinţelor seismice s-a făcut printr-un calcul dinamic neliniar si un set de accelerograme.

In lucrare se prezintă rezultatele referitoare la posibilitatea de a se produce colapsul progresiv sub acţiuni cu caracter extrem (explozii interne sau externe, impact). Colapsul progresiv se refera la colapsul global al structurii in urma producerii unor avarii locale la nivelul elementelor structurale. In cazul in care robusteţea structurii este insuficienta, structura poate sa cedeze datorita colapsului progresiv. Se pot adopta diferite strategii de evitare a colapsului progresiv cum ar fi: - prevenirea unor asemenea de evenimente extreme - proiectarea indirecta, care ajuta la realizarea unei rezistente adecvate împotriva colapsului

progresiv prin prevederea unor nivele minime ale rezistentei si ductilitatii elementelor structurale - proiectarea directa, care considera in mod direct rezistenta necesara pentru evitarea colapsului

progresiv. Atunci când se aplica aceasta a treia metoda, se pot folosi doua strategii: - strategia bazata pe elementele cheie - strategia bazata pe asigurarea unor cai alternative de transfer, adică acceptarea cedării unor

elemente sau componente dar nu a elementelor cu rol vital [4] In ambele cazuri, proiectarea pe baza de capacitate poate fi folosita pentru asigurarea unei redundante corespunzătoare necesare pentru redistribuita eforturilor interne in cazul cedării unor elemente (ex. cedarea unor stâlpi datorita unei explozii). Având in vedere posibilitatea producerii unor astfel de evenimente extreme, s-a studiat comportarea clădirii in cazul in care mai mulţi stâlpi ar fi avariaţi si si-ar pierde capacitatea portanta.

2. CONFORMAREA SI CALCULUL STRUCTURII Structura aleasa este formata din cadre multietajate necontravântuite şi cadre contravantuite centric (structura duala). Pentru sporirea rigidităţii la forţele orizontale, în special din acţiunea vântului, pe lângă contravântuirile verticale dispuse pe toată înălţimea structurii, au fost prevăzute două centuri de contravântuiri dispuse perimetral, la mijlocul inaltimii si la ultimul nivel (Figura 1). Stâlpii au secţiunea sub forma de "cruce de Malta" si sunt realizaţi din profile laminate. Această secţiune a permis obţinerea unei bune rigidităţi cu un consum relativ redus de oţel, precum şi simplificarea îmbinărilor riglă-stâlp. In zona cadrelor necontravântuite, stâlpii au dimensiunea curenta la baza de 800x800mm. Prin înglobarea parţială în beton, cu armături şi conectori în zona nodurilor, se realizează o secţiune mixta, care asigura atât creşterea capacitatii portante cat si a rigiditatii. Secţiunea stâlpilor variază pe inaltime astfel: primul tronson de jos este realizat din 2 profile HEM800, tronsonul intermediar din 2 profile HEB800 iar tronsonul superior din 2 profile HEA800. In zonele contravantuite în X, stâlpii sunt dezvoltaţi după direcţia contravântuirilor si au dimensiunea curenta la baza de 1000x500mm. Secţiunea stâlpilor variază pe inaltime astfel: tronsonul inferior este realizat dintr-un profil HEB1000 si un profil HEM500 iar tronsonul superior dintr-un profil HEB1000 si un profil HEB500. Grinzile principale de cadru si cele secundare de planşeu sunt realizate din profile laminate. Conectorii dispuşi pe grinzi au rolul de a împiedica flambajul prin încovoiere-răsucire, in cazul grinzilor principale si asigurarea conlucrării cu planşeul de beton armat, in cazul grinzilor secundare. Contravântuirile centrice verticale sunt de două tipuri, în X şi în V inversat si sunt realizate din profile laminate a căror secţiune variază pe inaltime, de la HEM450 la HEB400 pentru contravântuirile in V întors si de la HEB450 la HEB360 pentru contravântuirile in X. S-a optat pentru contravântuiri în V inversat datorită capacităţii de a asigura o rigiditate sporită a sistemului, ceea ce constituie o cerinţă esenţială în acest caz, atât pentru acţiunea seismului, cât şi a vântului. Pentru a reduce nivelul de solicitare in elementele adiacente, contravântuirile sunt realizate dintr-un otel mai slab fata de celelalte elemente (OL37 fata de OL52). Planşeele au fost realizate dintr-o placa de beton cu grosimea de 12 cm rezemata pe grinzi secundare (Figura 2).

13

Plan etaj curent

Cadru ax 2 Cadru ax 3 Cadru ax D Cadru ax B

Figura 1. Secţiuni caracteristice structură TCI Calculul static şi dinamic s-a realizat printr-un calcul spaţial cu ajutorul programului de calcul ETABS. Pentru dimensionarea structurii de rezistenţă s-au utilizat prevederile din normele romaneşti de calcul in vigoare la data proiectării structurii (STAS 10108/0-78, P100/92), dar si noul normativ P100/2006. In plus, pentru situaţiile in care nu exista prevederi de calcul in normele romaneşti, au fost folosite prevederi din alte norme, îndeosebi cele europene (EN 1993-1.8, EN1994-1, EN1998-1).

a) b) c)

14

d)

Figura 2: Secţiuni folosite pentru elemente: a) stâlpi in zona necontravantuita; b) stâlpi in zona contravantuita; c) grinzi principale si secundare; d) detaliu

Dimensionarea s-a făcut pe baza infasuratorii cerinţelor maxime exprimate in cele doua normative de calcul seismic, P100/92 şi P100/2006. Datorita încadrării structurii in cerinţele de regularitate, s-a folosit metoda de proiectare curenta bazata pe calculul modal cu spectre de răspuns. 3. ANALIZA PERFORMANTELOR SEISMICE Pentru a investiga performantele seismice, s-au realizat analize dinamice neliniare folosind un set de înregistrări seismice (Figura 3). Au fost considerate 3 stări limita (nivele de performanta) si anume starea limita de serviciu SLS, starea limita ultima ULS si starea limita de prevenire a colapsului CPLS. Pentru fiecare stare limita s-au scalat miscarile seismice pentru a lua in considerare perioada de revenire aferenta fiecărei stări limita. Pentru ULS intensitatea miscarii seismice este cea de proiectare (λ = 1.0), pentru SLS este redusa la λ = 0.5 iar pentru CPLS este mărita la λ = 1.5.

0 1 2 3 40

5

10

15

T, s

PS

A, m

/s2

VR77−INC−NSVR86−ERE−N10WVR86−INC−NSVR86−MAG−NSVR90−ARM−S3EVR90−INC−NSVR90−MAG−NSspectru tinta P100−1/2006

Figura 3. Spectrele de răspuns ale miscarilor seismice scalate la spectrul elastic

Rezultatele au arătat formarea unui mecanism plastic favorabil prin dirijarea articulaţiilor plastice in elementele disipative si evitarea formarii lor in elementele nedisipative. Acest lucru confirma rezultatele calculului seismic iniţial (Figura 4.). Se poate de asemenea observa ca structura are performante adecvate la toate cele 3 nivele de performanta. Sa=0.16g Sa=0.24g Sa=0.36g Sa=0.16g Sa=0.24g Sa=0.36g

15

a) b)

Figura 4. Formarea articulaţiilor plastice: a) cadru marginal; b) cadru curent Valorile deformaţiilor plastice din grinzi si contravântuiri corespunzătoare stării limita de serviciu SLS (ag=0.16g) sunt reduse iar in stâlpi sunt complet evitate. In grinzi, nivelul rotirilor plastice atinge 0.01rad pentru SLU (ag=0.24g) si 0.015rad pentru CPLS (ag=0.36g), fiind mai mici decât capacitatile de rotire capabile (Tabel 1). Tabel 1. Rotirile plastice in grinzi si stâlpi (in rad) si deformaţiile plastice in contravântuiri la cele 3 stări limita, valori mediate pentru toate înregistrările

contravântuiri grinzi stâlpi

SLS 0.002 0.002 -

ULS 0.006 0.01 0.002

CPLS 0.009 0.015 0.0035

Figura 5 prezintă distribuţia driftului relativ de nivel normalizat pe direcţie transversala (valori mediate pe toate înregistrările). Se poate astfel observa ca valoarea maxima a driftului de nivel pentru SLS este mai mica decât cea maxima admisa (0.005h). 4. REDUNDANTA STRUCTURALA IN CAZUL CEDARII UNOR STALPI In studiu au fost considerate mai multe scenarii: - pierderea unor stâlpi interiori de la parter - pierderea unor stâlpi perimetrali de la parter - pierderea unor stâlpi de la etajele superioare (et. 14)

Stâlpii au fost scoşi din lucru unul cate unul si s-a analizat structura in fiecare situaţie printr-un calcul static neliniar. In cazul scenariului 1 in care 4 stâlpi interiori de la parter isi pierd capacitatea portanta, se formează articulaţii plastice in centurile de contravântuiri de la etajele 12 si 22. Acest

lucru arata ca

16

0 2 4 6 8

10 12 14 16 18 20 22 24 26

0 0.005 0.01 0.015 Peak interstorey drift ratio

Sto

rey

leve

l

Sa=0.16g Sa=0.24g Sa=0.36g

Figura 5. Driftul relativ de nivel pe direcţie transversala, valori mediate pe toate înregistrările

folosirea unui astfel de sistem are un rol foarte important in creşterea redundantei structurii. Acest lucru a fost confirmat si in cazul turnurilor World Trade Center. Astfel, dispunerea unor contravântuiri verticale la ultimele etaje a condus la transferarea eforturilor din stâlpii rupţi la impact către alte elemente încă intacte (Figura 8). Rotirile plastice in grinzile plastificate au valori de circa 0.011 rad. Cerinţele de ductilitate asupra elementelor disipative si a îmbinărilor acestora asigura astfel transferul eforturilor de la elementele ieşite din lucru la cele învecinate. Deoarece prin cerinţele de proiectare se asigura respectarea criteriului grinda slaba-stâlp tare, este împiedicata producerea unor mecanisme plastice de nivel in cazul cedării bruşte a stâlpilor.

Figura 6. Scenariul 1: cedarea unor stâlpi interiori de la parter

5. CONCLUZII In lucrare se prezinta analiza pe baza de performamta a comportarii unei structuri in cadre duale multietajate. Cerintele aferente fiecarui nivel de performanta sunt determinate prin intermediul unor analize neliniare dinamice si a unui set de inregistrari seismice. Rezultatele au aratat ca modul de formare a articulatiilor plastice asigura o buna capacitate de disipare a energiei seismic induse, prin concentrarea cerintelor de ductilitate in elementele ductile si evitarea incursiunilor in domeniul postelastic pentru cele nedisipative. Un element foarte important pentru asigurarea unui mecanism plastic favorabil il constituie factorul Ω. In cazul unei structuri reale complexe, reducerea valorii factorului Ω este dificila, in conditiile in care unele elemente disipative pot sa fie dimensionate din alte conditii decat cele seismice. O solutie pentru aceasta o constituie utilizarea unor clase de otel diferite pentru elementele disipative (dual-steel). In cazul cladirii analizate, s-a optat pentru un otel cu limita de curgere mai joasa pentru contravantuirile centrice, fapt ce a condus la reducerea cerintelor de suprarezistenta in stalpi si in grinzile adiacente contravantuirilor. Redundanta structurala obtinuta prin proiectarea antiseismica conduce la o siguranta corespunzatoare in cazul in care anumite elemente importante (elemente cheie) sunt avariate sau

S1 S3 S4 S2

S1 S2 S3 S4

17

distruse datorita unor evenimente extreme de tipul exploziilor sau impactului. Deoarece imbinarile au o suprarezistenta adecvata fata de elementele imbinate, este posibila transferarea eforturilor interioare de la elementele cedate la elementele invecinate.

Figura 7. Scenariul 1: distributia articulatiilor plastice in structura (θmax = 0.011rad)

110

105

95

100

110

105

95

100

Figura 8. Secţiune prin WTC1 care arata caile de transmitere a eforturilor din stâlpii distruşi la impact

BIBLIOGRAFIE [1] Cod de proiectare seismică P100: Partea I, P100-1/2004: Prevederi de proiectare pentru clădiri,

2006. [2] Eurocode 8: Design provisions for earthquake resistance of structures - 1-1: General rules -

Seismic actions and general requirements for structures, CEN, EN1998-1-1, October 1994 [3] Bozorgnia Y., Earthquake engineering: from engineering seismology to performance-based

engineering, Yousef Bozorgnia, Vitelmo Bertero, ISBN 0-8493-1439-9, CRC Press, 2004. [4] Dubina D. and Dinu F., Seismic performance of dual- steel multistorey building frames,

Proceeding: Int. Seminar devoted to the activity of Prof. Rene Maquoi, Liege, Belgia, 14-15 December 2007.

[5] Jinkoo K., Junhee P., Design of steel moment frames considering progressive collapse, Steel and Composite Structures, vol.8, no.1 (2008), pg. 85-98.

18

Anexa 2

SCENARIUL „FOC DUPA CUTREMUR” PENTRU CLADIRI MULTIETAJATE CU STRUCTURA METALICA

Dan Pintea, Raul Zaharia, Aurel Stratan, Dan Dubină

1. INTRODUCERE Incendiul in zone urbane aglomerate poate fi produs de mai multe cauze, dar experienţa internaţională arată că seismul reprezintă o cauza majora [1]. După cum se arată şi în [2], pierderile rezultate din incendiul post-seism sunt comparabile cu pierderile provocate de seismul propriu zis. Incendii devastatoare după cutremure au fost puse în evidenţă la seismele din Northridge, Los Angeles, USA (1994) şi Kobe, Japan (1995). Cutremurul din Northridge în 1994 a produs incendii care au pus la încercare resursele serviciilor de stingere a incendiilor, datorită numărului lor, distrugerii sistemelor pasive de protecţie la foc, avarierii instalaţiilor de apă [3]. Departamentul de pompieri din Los Angeles City a răspuns la peste 2200 de solicitări în ziua cutremurului [4]. Directiva Comisiei Europene din data de 21 decembrie 1988 precizează faptul că o structură trebuie proiectată astfel încât, în cazul unui incendiu, capacitatea portantă a structurii sa poate fi menţinută pentru o perioadă de timp, generarea şi răspândirea flăcărilor şi a fumului către construcţiile învecinate este sa fie limitată, ocupanţii sa poată părăsi construcţia sau sa poată fi salvaţi. Siguranţa echipelor de intervenţie este deasemenea considerata. În cazul unui cutremur, acesta poate provoca distrugeri structurale, distrugeri ale protecţiei la foc, clădirea devenind astfel mai vulnerabilă la foc. În plus, după cutremur, lipsa alimentarii cu apă, sau o presiune scăzută a acesteia, congestia traficului si apariţia de incendii simultane conduc la o răspândire a focului. Conform [5], după cutremur, un vânt cu viteza de peste 9 m/s duce la propagarea incendiului. După cutremur, se presupune că ocupanţii au evacuat clădirea, cum se întâmplă de obicei, sau sunt mai predispuşi să evacueze clădirea în cazul unui incendiu care urmează unui cutremur. Pe de altă parte, datorită cauzelor arătate mai sus (timpul mai mare necesar pompierilor pentru a ajunge la clădire, asociat cu posibila lipsă de măsuri active şi cu vulnerabilitatea clădirii) siguranţa echipelor de intervenţie poate fi pusă în pericol. În ultimii ani, au fost efectuate un număr de studii asupra comportării structurilor din oţel avariate de cutremur şi solicitate la incendiu [6,7], în care s-a propus o metodologie pentru analiza comportării structurilor. Studiile s-au concentrat asupra comportării la focul standard ISO, a cadrelor avariate de cutremure cu diverse grade de intensitate. În această lucrare, autorii propun o abordare a analizei structurale la foc natural după cutremur. Scenariile de incendiu au fost determinate conform anexei E din EN1991-1-2 [8], luând sau nu în considerare efectul măsurilor active de protecţie la foc, măsuri care pot fi prezente într-o situaţie de incendiu, dar nu neapărat intr-o situaţie de incendiu post-seism. Degradarea structurii produsa de cutremur a fost deasemenea luată în calcul.

2 STRUCTURILE ANALIZATE Cadrul din oţel luat în considerare în prezentul studiu are dimensiunile precizate în Fig. 1. Structura este un cadru din oţel având trei deschideri şi trei travei de cate 6 m. Structura este realizată din profile de oţel European S235, toate îmbinările grindă stâlp fiind rigide. În combinaţia fundamentală de încărcări, cadrul a fost dimensionat la încărcările prezentate în Tabelul 1. Cadrul a fost verificat pentru două tipuri de mişcări seismice din România: un cutremur de suprafaţă (regiunea Banat) şi un cutremur de adâncime (regiunea Vrancea). Verificarea s-a făcut conform codului seismic românesc [9], adaptat după EN 1998.

19

Analiza spectrala a fost efectuata considerând spectrul normalizat de răspuns elastic pentru regiunea 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) dat in Fig. 3. Factorul de comportare al structurii s-a considerat cu valoarea q=6.

6 m 6 m 6 m

3,5

m3,

5 m

3,5

m3,

5 m

4,5

m

6 m 6 m 6 m

3,5

m3,

5 m

3,5

m3,

5 m

4,5

m

Fig 1. Dimensiunile cadrului

Tabel 1. Încărcările de calcul Încărcarea Etaj curent

[kN/m2] Acoperiş [kN/m2]

Permanentă 4,0 3,5 Variabilă 2,0 1,5

Vânt 0,5

0 0.5

1.5

2.5

3.5

4.5

0 1 2 3 4Period [s]

2.1/Tβ0 = 3

TC=0.7sTD=3

6.3/T2

β

TB=0.07s 00.5

1.5

2.5

3.5

0 1 2 3 4Period [s]

TD=2

8.8/T 2

4.4/Tβ0=2.75

TB=0.16

β

TC=1.6s

Fig. 2. Spectrul de răspuns elastic - Banat Fig. 3. Spectrul de răspuns elastic - Vrancea Încărcarea din vânt în ambele regiuni seismice a fost considerată aceeaşi. Dimensionarea structurii din Banat a fost determinată de combinaţia fundamentală de încărcări, iar pentru structura din Vrancea combinaţia seismică a fost cea determinantă. Astfel, în cazul cadrului din Banat, secţiunile rezultate din combinaţia fundamentală de încărcări au rămas nemodificate după verificarea la seism. Fig. 4 arată secţiunile de oţel folosite la cadrul din Banat. Cadrul din Vrancea a rezultat cu grinzi cu secţiuni mai mari la anumite nivele, respectiv stâlpi mai puternici pe înălţimea cadrului (vezi Fig. 5). Răspunsul seismic al structurii a fost evaluat printr-o analiză push-over, cerinţa de deplasare corespunzătoare acţiunii seismice fiind determinată cu ajutorul metodei N2, propusă de Fajfar [10] şi implementată în EN1998-1. Această metodă combină analiza de tip push-over a unui sistem cu mai multe grade de libertate cu răspunsul analizei spectrale a unui sistem cu un singur grad de libertate dinamic. Analiza push-over a fost realizată cu o distribuţie triunghiulară inversă a forţelor laterale, in ipoteza că răspunsul este determinat de modul fundamental de vibraţie. Analiza push-over a demonstrat că cerinţele precizate în normativul de seism conduc la o comportare bună a structurii. Recomandările referitoare la stâlpi (elemente nedisipative) asigură o comportare elastică a acestora. Până la colapsul structurii, articulaţiile plastice s-au format doar în grinzi şi la baza stâlpilor.

20

Fig. 4. Profile elemente - Banat Fig. 5. Profile elemente - Vrancea Conform metodei N2, spectrul de răspuns seismic este determinat pentru un sistem echivalent cu un singur grad de libertate. Curbele de tip push-over fiind obţinute pentru sistemul cu mai multe grade de libertate, este necesară determinarea curbei forţă-deplasare pentru sistemul echivalent cu un singur grad de libertate. Deplasarea ţintă pentru fiecare sistem cu un grad de libertate este definita ca fiind intersecţia intre curba de capacitate si cerinţa spectrala in format Sa-Sd. Deplasarea ţintă pentru sistemul cu un grad de libertate, Sd, este apoi transformat in deplasarea la vârf Dt a sistemului cu mai multe grade de libertate. Figurile 6 si 7 arata intr-o forma grafica procedura utilizată pentru determinarea deplasării ţintă pentru sistemele cu un grad de libertate.

012345

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25SD [m]

PSA

[m/s

2 ]

02468

10

0 0.2 0.4 0.6 0.8SD [m]

PSA

[m/s

2 ]

Fig. 6. Determinarea deplasării ţinta - Banat Fig. 7. Determinarea deplasării ţinta - Vrancea

Se poate remarca faptul că structura din Banat nu suferă deformaţii plastice după cutremur. După cum s-a arătat, cadrul din Banat a fost dimensionat din combinaţia fundamentală de încărcări, secţiunile din oţel rămânând nemodificate după verificarea la seism. Pe de altă parte, cadrul din Vrancea a avut un răspuns inelastic, având o deplasare relativa de etaj maxima de 2,7%, mai mare decât limita de 2,5% propusă de FEMA 356 [11], pentru limita corespunzătoare criteriului de performanta „life safety”. Aceasta înseamnă că structura va prezenta avarii semnificative ale elementelor nestructurale, avarii moderate ale elementelor structurale, dar siguranţa persoanelor este garantată. Astfel, după seism, cadrul din Banat nu prezintă degradări structurale, pe când in cazul cadrului din Vrancea, pentru analiza la foc, vor fi luate în calcul două ipoteze:

- are loc un cutremur de intensitate redusă şi structura nu suferă avarii; - are loc un cutremur de cod pentru regiunea Vrancea şi structura suferă avariile precizate.

IPE 360

IPE 360

IPE 400

IPE 400

HE

A 50

0

IPE 330

IPE 360

IPE 360

IPE 360

IPE 400

HE

A 34

0

IPE 330

21

3 ANALIZA LA FOC STANDARD

Curba de foc standard ISO 834 a fost aplicată stâlpilor şi grinzilor de la parter, în ipoteza că parterul reprezintă un compartiment de incendiu. Elementele din oţel nu sunt protejate la foc. Pe grinzile din oţel focul acţionează pe trei laturi (partea superioară a grinzilor fiind protejată de planşeul din beton). În analiza mecanică, nu s-a luat în considerare colaborarea dintre grindă şi placa de beton. Evoluţia deplasării la vârf a cadrelor funcţie de timp este prezentată în Figurile 8-10. Tabelul 2 prezintă rezistenţele la foc pentru fiecare caz în parte. Se poate remarca că pentru cadrul Vrancea există o diferenţă semnificativă a rezistenţei la foc ISO, de 6 minute (30%) între structura neavariată (înainte de seism) şi structura avariată (după seism). Deoarece după seism structura Banat nu suferă avarii, rezistenţa la foc pre-seism şi post-seism este aceeaşi, 16 minute. Deoarece structura Vrancea a fost dimensionata din combinaţia de seism (structura Banat a fost dimensionată din combinaţia fundamentală) are o rezervă importantă de rezistenţă la foc în comparaţie cu structura Banat: 26 de minute în cazul structurii Vrancea neavariate faţă de 16 minute ale structurii Banat.

01020304050

0 5 10 15 20 25 30

Timp [min]

Dep

lasa

re [m

m]

0369

1215

0 5 10 15 20 25 30Timp [min]

Dep

lasa

re [m

m]

Fig. 8. Banat - ISO Fig. 9. Vrancea neavariat - ISO

350360370380390400

0 5 10 15 20 25 30

Timp [min]

Dep

lasa

re [m

m]

Tabel 2. Rezistenţa la foc ISO [minute]

Cadru Neavariat Avariat

Banat 16 Vrancea 26 20

Fig. 10. Vrancea avariat - ISO

4 ANALIZA LA FOC NATURAL Elementele din oţel neprotejate de la parter, în cazul celor două structuri, au fost solicitate la curbe de foc natural, obţinute cu programul OZone V2 [12]. În cazul focului natural intervin în calcul mai mulţi parametri: suprafaţa maximă a focului, densitatea de sarcină termică şi mărimea deschiderilor. Problema cea mai complicată este stabilirea comportării suprafeţelor vitrate. În mai toate cazurile, fluxul de oxigen într-o încăpere provine de la ferestre sau uşi deschise, evantual sisteme de ventilaţie mecanică. În cazul unui incendiu, ferestrele iniţial închise pot crăpa ducând la deschideri care asigură fluxul de oxigen. Astfel, este esenţială cunoaşterea comportării suprafeţelor vitrate la foc. Când un geam de sticlă ordinară este încălzit, acesta are tendinţa de a fisura la temperaturi de 150 - 200ºC. La aceste temperaturi apar fisuri pe toată suprafaţa geamului, dar care nu afectează fluxul de oxigen. Pentru ca fluxul de aer să fie afectat este necesară nu doar apariţia fisurilor, ci si

22

desprinderea de bucăţi din geam. Singurele rezultate bazate pe studii probabilistice efectuate asupra panourilor de sticlă încălzite uniform provin de la Building Research Institute (BRI) din Japonia [13], unde s-au făcut încercări experimentale asupra panourilor de sticlă de 3 mm grosime. Rezultatele obţinute sunt prezentate în Fig. 11. Această figură arată probabilitatea spargerii geamurilor funcţie de creşterea de temperatură. În prezentul studiu, focul este limitat la parter (suprafaţa focului de 324 m2), considerat un compartiment de incendiu. Pereţii sunt realizaţi din beton cu greutate normală cu grosimea de 20 cm şi următoarele caracteristici termice: conductivitate termică de 0,8 W/mK, respectiv căldura specifică de 840 J/kgK. După cum se arată şi în Fig. 12, ferestrele pe trei laturi au o înălţime de 2 m cu un parapet de 1 m. Pe al patrulea perete, ferestrele au 0,5 m înălţime cu un parapet de 2 m. Pentru aceste ferestre s-a considerat o variaţie liniară a deschiderii. Pe baza încercărilor prezentate mai sus, la 300°C un procent de 30% din ferestre s-au considerat sparte, iar la 500°C toate ferestre sunt sparte, practic toată suprafaţa iniţială reprezentată de geamuri fiind deschisă.

18 m

1.0 m2.0 m2.5 m

8 m

8 m

2 m

2.0 m0.5 m2.0 m

18 m

1.0 m2.0 m2.5 m

8 m

8 m

2 m

2.0 m0.5 m2.0 m

Fig. 11. Spargerea geamurilor(din Tanaka et al. 1998).

Fig. 12. Compartimentul de foc

Destinaţia clădirii este de birouri, având o densitate de sarcină termică caracteristică qf,k de 511 MJ/m2. Densitatea de sarcină termică de calcul, conform anexei E din EN1991-1-2 [8], este:

, , 1 2δ δ δ= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅f d f k q q nq q m (1) în care, m este factorul de combustie, 1δq este factorul de risc al producerii incendiului care ţine seama de mărimea compartimentului, 2δq este factorul de risc al producerii incendiului care ţine

seama de destinaţia încăperii şi 10

1

δ δ=

=∏n nii

este un factor care ia în considerare diferitele măsuri

active de protecţie la foc (sprinklere, detectoare de fum, alarmarea automată a brigăzii de pompieri, etc.). Tabelul 3 prezintă valorile coeficienţilor care ţin seama de măsurile active de protecţie la foc luate în calcul. Înainte de seism, clădirea fiind echipată cu sprinklere şi hidranţi, coeficientul δ1 care ţine seama de existenţa sistemelor automate de stingere (sprinklere) şi δ2 coeficientul care ţine seama de reţeaua independentă de alimentară cu apă (hidranţi) sunt amândoi subunitari. După seism, considerând avarierea sistemelor de alimentare cu apă, ambii coeficienţi devin 1,0 (defavorabil). Coeficienţii δ5-9 sunt deasemenea afectaţi datorită cauzelor menţionate mai sus (congestia traficului, număr mare de apeluri, defecţiuni ale reţelei electrice, intervenţie întârziată).

Tabel 3. Măsuri active de protecţie la foc înainte şi după seism. Sprinklere Rezerva Detectoare Alarmare Brigadă Căi de Extinctoare Extractoare Total

23

Scenarii de foc

de apa locală pompieri

acces de fum

δ1 δ2 δ3/4 δ5 δ6/7 δ8 δ9 δ10 Πδn Înainte 0,61 0,87 0,73 0,87 0,78 1,0 1,0 1,0 0,26După 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,5 1,5 1,0 2,25 Folosind aceşti parametri în programul OZone V2 [12] s-au obţinut două curbe de foc naturale (vezi Fig. 13). Prima curbă, pentru care nu se produce flashover, denumită „Înainte” produce o temperatură maximă de 470°C la 36 minute şi este controlată de ventilaţie. Curba „După” este controlată de combustibil şi are o temperatură maximă de 670°C la 96 minute. Aceste curbe au fost utilizate în programul SAFIR [14] pentru a determina distribuţia de temperatură pe fiecare din secţiunile de oţel neprotejate, expuse la foc. Pe grinzi focul a fost aplicat pe trei laturi (talpa superioara fiind protejată de dala de beton). Fig. 14 arată distribuţia temperaturii în grinzile de deasupra parterului la 41 minute (momentul flashover). Rezultatele analizei structurale sunt prezentate în Figurile 15-19. Evoluţia în timp a deplasării la vârf este prezentată în câte o diagramă. Tabelul 4 sintetizează rezistentele la foc ale structurilor. Dacă se consideră toate măsurile active de protecţie la foc (înainte de seism), ambele cadre rezistă la acţiunea focului (fara colaps). După seism, structura Vrancea chiar dacă este avariată, rezistă la incendiu, pe când structura Banat nu (timp de rezistenta la foc 74 minute), chiar dacă nu este avariată de seism. Trebuie totuşi spus că în ipoteza structurii avariate după seism, structura Vrancea este foarte aproape de ruină după aproximativ 95 de minute şi suferă deplasări importante în comparaţie cu structura neavariată (Fig. 18 şi 19). Structura rezistă totuşi deoarece, în acel moment focul intră faza de regresie.

0150300450600750

0 30 60 90 120Timp [min]

Tem

pera

tura

[°C

]

ÎnainteDupă

X

Y

Z

CONTOUR PLOTTEMPERATURE PLOT

TIME: 2460 sec465.70453.11440.53427.94415.35402.76390.18377.59365.00

Fig. 13. Curbele de foc natural Fig. 14. Distribuţia temperaturii în grindă

0

2

4

6

8

0 20 40 60 80 100 120Timp [min]

Dep

lasa

re [m

m]

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 20 40 60 80 100 120Timp [min]

Dep

lasa

re [m

m]

Fig 15. Banat – înainte de seism Fig. 16. Vrancea – înainte de seism

24

0

30

60

90

120

150

0 20 40 60 80 100 120Timp [min]

Dep

lasa

re [m

m]

0

2

4

6

8

0 20 40 60 80 100 120Timp [min]

Dep

lasa

re [m

m]

Fig. 17. Banat – Structură nedegradată – după seism

Fig. 18. Vrancea – Structură nedegradată – după seism

350

375

400

425

450

475

0 20 40 60 80 100 120Timp [min]

Dep

lasa

re [m

m]

Fig. 19. Vrancea – Structură degradată – după seism

Tabel 4. Rezistenţe la foc natural [minute]

După seism Cadru Înainte seism Structură

Nedegradată Structură Degradată

Banat Fără colaps 74 Vrancea Fără colaps Fără colaps Fără colaps

5 CONCLUZII Analiza comportării structurilor la foc după seism constă în modelarea comportării la foc a structurii, luând în considerare degradarea indusă în structură de către seism. În prezenta lucrare, această analiză a fost efectuată luând în considerare atât curba de foc standard ISO, cât şi scenarii de foc natural, în ipoteza că evenimentul seismic produce sau nu degradarea structurii. Curbele de foc natural au fost determinate în ipoteza existenţei măsurilor active de protecţie la foc înainte de un eveniment seismic, respectiv a lipsei totale sau parţiale a măsurilor active post-seism datorită congestionării căilor de acces, lipsei alimentării cu apă, avariilor de curent, etc. Pentru acest studiu, o clădire dimensionată pentru combinaţiile fundamentale de încărcări, a fost verificată şi adaptată pentru a rezista unor cutremure de intensitate moderată şi severă, în două regiuni seismice ale României. În cazul cutremurului moderat, structura nu a suferit modificări, pe când în cazul cutremurului sever, structura a fost modificată, considerând profile mai puternice pentru stâlpi şi grinzi.

25

În cazul scenariului cu toate măsurile active de protecţie la foc prezente, ambele structuri au rezistat la incendiu. De fapt, considerând toate măsurile active de protecţie la foc prezente, incendiul nu atinge faza de flashover (incendiu generalizat). După seism, structura proiectată pentru cutremurul mai sever rezistă la incendiu, chiar dacă structura este degradată in urma evenimentului seismic, in timp ce structura dimensionată din combinaţia fundamentală de încărcări cedează. În concluzie, cadrul adaptat pentru acţiunea seismică are o importantă rezervă de rezistenţă la foc pre şi post-seism. Această concluzie a fost pusă în evidenţă atât sub focul natural cât şi sub focul ISO.

BIBLIOGRAFIE [1] Wellington Lifelines Group, Fire following earthquake: Identifying key issues for New

Zealand, Wellington, New Zealand, October 2002. [2] A. H. Buchanan, Structural design for fire safety, John Wiley & Sons, England, 2001 [3] Todd D., Carino N., Chung R.M., Lew H.S., Taylor A.W., Walton W.D., Cooper J.D., Nimis

R., Northridge earthquake performance of structures, Lifelines and Fire Protection Systems, NIST Special Publication 862, Gaithersburg MD, 20899, May, 1994

[4] David D. Evans, Wiliam D. Walton, Frederick W. Mowrer, Progress report on fires following the Northridge earthquake, Thirtheen meeting of the UJNR panel on fire research and safety, March 13-20, 1996, Volume 2, Editor Kellie Ann Beall, NIST, Gaithersburg, MD 20899, 1997

[5] All-Industry Research Advisory Council, Fire following earthquake, Estimation of the conflagration risk to insured property in Los Angeles and San Francisco, Oak Brook, IL, 1987

[6] Della Corte G, Faggiano B., Mazzolani F.M., On the structural effects of fire following earthquake, Improvement of buildings, Taylor & Francis Group, London, 2005

[7] Faggiano B, Esposto M., Mazzolani F.M., Landolfo R., Fire analysis on steel portal frames damaged after earthquake according to performance based design, Urban Habitat Constructions under Catastrophic Events, COST C26 Workshop, Prague, March, 2007

[8] EN1991-1-2: Eurocode 1 - Actions on structures - Part 1-2: General actions - Actions on structures exposed to fire, 2005, European Committee for Standardization, Brussels

[9] P100-1/2004, 2005. Seismic design code – Part 1: Rules for buildings (in Romanian) Indicativ P100-1/2004, Buletinul Constructiilor, Vol. 5, 2005

[10] Fajfar P., A non linear analysis method for performance based seismic design, Earthquake Spectra, vol. 16, no. 3, pp. 573-592, August, 2000

[11] FEMA 356, Guidelines for Seismic Rehabilitation of Buildings, Vol. 1:Guidelines, FEMA 356, Washington DC, 2002 (formerly FEMA 273).

[12] Cadorin, J.F, Pintea, D., Dotreppe, J.C, Franssen, J.M, 2003, A tool to design steel elements submitted to compartment fires- Ozone V2, Fire Safety Journal, Elsevier, 38, 439-451.

[13] Tanaka, T., et al., Performance-Based Fire Safety Design of a High-rise Office Building, Building Research Institute, Japan, 1998

[14] J.M. Franssen, VK. R. Kodur, J. Mason, User Manual for SAFIR. A computer program for analysis of structures subbmited to the fire. University of Liege, 2004.

26

Anexa 3

DEFINIREA PROGRAMULUI EXPERIMENTAL PENTRU SISTEME DE CONSOLIDARE ANTISEISMICA A CADRELOR DIN BETON ARMAT CU

CONTRAVANTUIRI CU FLAMBAJ IMPIEDECAT (WP 3) Drd. Ing. Sorin BORDEA

1. INTRODUCERE Romania este o tara cu risc seismic ridicat; inainte de 1963 cladirile din beton armat erau dimensionate sa reziste doar la incarcari gravitationale. Principalele deficiente ale acestor cladiri sunt: cedarea prin mecanisme de etaj datorate stalpilor care au o rezistenta mai mica decat cea a grinzilor, insuficienta armare transversala a grinzilor pentru forta taietoare, lipsa de confinare a betonului in zonele plastic potentiale datorate distantei mari dintre etrieri si existenta unei lungimi de ancoraj a armaturilor longitudinale mult mai mica decat cea necesara. Evaluarea raspunsului seismic al unei structuri din beton armat este rezultatul unor serii de aproximari si simplificari comparativ cu raspunsul real. Pentru a evalua mai exact comportamentul unei astfel de structuri neconformate seismic este nevoie de o serie de modificari ale caracteristicilor materialului, sectiunilor in scopul de a ne apropia de raspunsul real. Astfel de prevederi sunt disponibile in norme precum EC2, EC8 si FEMA356 si in diverse publicatii stiintifice. Scopul acestei lucrari este conformarea antiseismica a structurii prin obtinerea unui comportament global disipativ, evitarea coloapsului structurii in cazul unui cutremur si imbunatatirea proprietatilor mecanice in termeni de rezistenta si ductilitate utilizandu-se un sistem metalic de contravantuiri cu flambaj impiedecat. Renuntarea la metodele traditionale de reabilitare a unei structuri se datoreaza faptului ca acestea imbunatatesc comportarea materialului doar la nivel local, dar nu aduc nici o schimbare majora in raspunsul global al structurii fara a-i optimiza mecanismul de rezistenta la actiuni seismice. Dimpotriva, intarirea sau rigidizarea unor elemente poate conduce la un comportament structural defavorabil la actiunea seismica, in special in cazul in care interventia este limitata doar la un numar de elemente. De altfel, sistemele traditionale necesita in general o cantitate mare de materiale, in vederea atingerii unui nivel de performanta seismic satisfacator. De exemplu, structurile de beton armat necesita cresterea sectiunii transversale; acest fapt, conducand la o crestere a maselor inertiale cat si la compromiterea functionalitatii constructiei. 2. SISTEMUL DE CONSOLIDARE CU BRB 2.1. Generalitati. Contravantuirile cu flambaj impiedecat („Buckling Restrained Braces (BRB)”) au fost inventate in Japonia la inceputul anilor ’80 si implementate in 1988; 10ani mai tarziu tehnologia s-a transferat si in Statele Unite si au fost implementate in anul 2000; in Europa au fost testate experimental in Napoli (Italia) in cadrul unui proiect international „The ILVA – IDEM Research Project”sub coordonarea Prof. Dr. Ing. Federico M. Mazzolani. Contravantuirile cu flambaj impiedecat sunt caracterizate prin abilitatea elementelor de a avea aceeasi comportare la compresiune ca si la intindere. Aceasta comportare este atinsa prin limitarea flambajului miezului de otel cu ajutorul unei carcase umplute cu agregate (nisip, pietris, mortar) care rezista flambajului contravantuirilor. (vezi Figura 1.)

27

Figura 1. Alcatuirea contravantuirilor cu flambaj impiedecat

2.2. Tipuri de contravantuiri cu flambaj împiedecat: Japonia – (1973) Miez de otel inclus intre panouri de beton Desi sistemul a fost atestat la inceputul anillor ’80, munca de pionierat in utilizarea contravantuirilor cu flambaj impiedecat apartine lui Wakabayashi et al (1973) care a dezvoltat un sistem in care placute de otel au fost “facute sandwich” intre panouri de beton prefabricat (vezi Figura 2.). De altfel, câteva materiale de legătura au fost studiate si in urma unor teste pull-out s-a ajuns la concluzia ca un strat de rasina epoxidica acoperita cu rasina de silicon a fost cea mai buna soluţie in ceea ce priveşte efectul de legătura, usurinta punerii in practica si durabilitate. – Miezul de otel invelit in chesoane diferite umplute cu beton Fujimoto si al. (1988) a studiat comportamentul unui anumit tip de contravantuire cu flambaj impiedecat (“Buckling Restrained Brace (BRB)”) cu miezul de otel invelit intr-un cheson de otel umplut cu mortar (Figura 4.a). Nagao si Takahashi (1990) au dezvoltat un BRB compus dintr-o sectiune de otel cu talpi late invelita in beton armat (Figura 4. b).Studiile experimentale au evaluat armatura, rigiditatea si cerintele de rezistenta ale betonului. Figura 4. c prezinta un miez de otel cruciform invelit in beton armat cu fibre de otel (Horie et al., 1993), Figura 4. d prezinta o placa de otel confinata de 2 panouri de beton prefabricat prinse prin intermediul unor suruburi (Inoue et al., 1993). Inimile de otel folosite din Fig. (e) pana la (h) au fost confinate numai cu chesoane din otel de inalta rezistenta SS (Suzuki et al., 1994; Kuwahara and Tada, 1993; Manabe et al.,1996; Shimizu et al., 1997).

Figura 2. Contravantuiri cu flambaj impiedecat “facute sandwich” intre panouri de beton

prefabricat. (Wakabayashi et al., 1973) ale contravantuirilor cu flambaj impiedecat

28

Figura 3. Diferite tipuri de sectiuni transversale

India –Core-Loaded Sleeved Strut (Sridhara, 1990, Prasad, 1992, Kalyanaraman et al., 1994, 1998). Ideea stalpilor teaca este de a decupla rezistenta la compresiune a miezului de otel de flambajul prin incovoiere a tecii (vezi Figura 4). – Inima incarcata a unui stalp teaca (Sridhara, 1990, Prasad, 1992, Kalyanaraman et al., 1994, 1998). Prasad a realizat un test la compresiune a unui model la scara redusa, unde exista un spatiu intre inima de otel si maneca (Figura 5). Specimenul a flambat mai intai in primul mod cu inima de otel avand ca puncte de reazem cu teaca – ambele capete si centrul. Odata cu cresterea incarcarii inima va face un salt intr-un mod de flambaj mai mare; tranzitia de la un mod la altul cauzand o scadere a temporala a incarcarii.

Figura 4. Conceptul stalpilor teaca cu cresterea incarcarii (Sridhara, 1990)

Figura 5. Conceptul stalpilor teaca si comportamentul tipic al acestora (adaptat de Prasad, 1992)

SUA - Figura 6, prezinta un tip de BRB care a fost primul introdus in SUA pentru aplicatii practice. Sectiunea inimii de otel este dreptunghiulara sau cruciforma.

29

Figura 6. a) BRB pentru constructii noi; b) Conceptul unui tip de BRB, (Clark et al., 1999)

Raspunsul tipic al BRB se observa in Figura 7 (Clark et al., 1999). Analizele includ stabilitatea vs flambaj global, flambajul miezului de otel in moduri mai inalte si flambajul torsional al miezului care a fost condus de Black et al. 2002. Higgins si Newell (2002, 2004) au studiat un tip de BRB care foloseste o teava de otel umpluta cu agregate ca si mecanism de impiedicare la flambaj (Figura 8).

Figura 7. Raspuns ciclic al unui BRB cu agregate

Taiwan – Chen si al. (2001) au studiat: - comportamentul ciclic al BRB-urilor cu rezistenta mica la curgere nominal Fy = 100 MPa. - BRB-uri numai din otel cu sectiuni din otel pe post de mecanism de impiedicare la flambaj (Figura. 9). – (Tsai et al. (2004) ) au investigat BRB-urile cu tuburi duble pentru a reduce marimea imbinarilor si pentru a imbunatati constructibilitatea in domeniu, (Figura 10). Fiecare element este compus din 2 parti identice. Fiecare parte are un miez de otel (platbanda sau sectiune T) invelit intr-un tub de otel cu o sectiune dreptunghiulara. Ambele capete au sectiune T astfel incat fiecare capat poate fi conectat pe guseu. Dupa instalarea celor 2 parti, se folosesc placute pentru a conecta cele 2 parti, ca ele sa lucreze impreuna. De asemenea s-a studiat si efectul materialului de legatura asupra raspunsului ciclic al BRB-urilor. Testele au demonstrat ca folia de cauciuc din silicon (silicone rubber sheet) produce cea mai mica diferenta intre capacitatile de compresiune si intindere.

30

Figura 8. Conceptul si raspunsul ciclic al unui sistem de BRB (Clark et al. 1999) pe post de

mecanism de impiedicare a flambajului.

Figura 9. BRB cu chesoane de otel pe post de mecanism de impiedicare la flambaj

Figura 10.BRB cu tub dublu (Tsai et al 2002).

Italia – (Federico M. Mazzolani et al (2000-2005)) “Seismic upgrading of RC buildings by advanced techniques – the ILVA – IDEM Research Project” au studiat si consolidat un cadru P+1 din beton armat cu “only-steel BRB” contravantuiri din flambaj impiedecat doar din otel, partea care retine flambajul inimii de otel fiind reprezentata de 2 chesoane legate prin placute sudate sau fiind si ele invelite intr-un cheson prins in suruburi.

31

2.3. Dimensionarea si modelarea contravantuirilor cu flambaj impiedecat: 2.3.1. Generalitati Dimensionarea contravantuirilor cu flambaj impiedecat se face conform Eurocode 3 si urmand pasii descrisi in AISC 2005. Astfel, fortele seismice aplicate pe cadrul de beton armat se obtin din analiza spectrala cu o reducere a factorului q egala cu 6. In AISC 2005 se presupune ca, cadrele cu contravantui cu flambaj impiedecat si cele cu contravantuiri excentrice, au ductilitate structurala similara si au aceeasi valoare al factorului de reducere R din AISC 2005. De aceea factorul de comportare q care se propune a se utiliza pentru un sistem cu contravantuiri cu flambaj impiedecat se considera egal cu cel pentru contravantuiri excentrice din Eurocode 8, si anume q egal cu 6. (Sl. Dr. Ing. A. Stratan). De altfel, trebuie mentionat caci contravantuirile cu flambaj impiedecat se considera articulate la capete. Modelarea contravantuirilor cu flambaj impiedecat pentru un comportament inelastic se poate face prin plasticitate concentrata cu ajutorul unei relatii forta – deplasare biliniare elastic perfect-plastic / ecruisare. Pentru o calitate a materialului si o lungime a elementului se calculeaza deplasarea la curgere, deplasarea ultima obtinandu-se pe baza rezultatelor experimentale prezentate de Newell (n.d.). Bazandu-ne pe aceste rezultate raportul de ductilitate (deplasare ultima / deplasare de curgere) s-a estimat o valoare de 8.3 pentru intindere si 7.5 pentru compresiune. Pentru obtinerea fortei maxime de compresiune / intindere ajustate se aplica formulele din AISC 2005. Singura parte importanta a modelarii si dimensionarii contravantuirilor cu flambaj impiedecat o reprezinta inima de hotel; elementele de prevenire a flambajului si / sau cele de interfata (in cazul betonului, mortarului si al agregatelor) se dimensioneaza experimental in asa fel incat elementului activ (inima de otel) sa-i fie permis mici deformatii dar nu flambaj. 2.3.2. Studiu de caz In studiul de caz, prezentat mai jos, contravantuirile cu flambaj impiedecat au fost introduse doar in deschiderea din mijloc, in V inversat, articulate la capete. Dimensionarea si modelarea contravantuirilor s-a facut dupa cum s-a descries mai sus, obtininadu-se urmatoarele arii ale sectiunii dreptunghiulare: la parter A=250 mm2 ; la primul etaj A=230 mm2; si la etajul al doilea A=112 mm2 (vezi figura 11).

Figura 11 Ariile sectiunilor inimii de otel (partii active) a sistemului de contravantuiri cu flambaj

impiedecat.

3. CADRUL SUPUS ANALIZEI

32

3.1. Descriere cadru

A A

6Ø14

25 [cm]

25 [cm]

4Ø14

25 [cm]

25 [cm]B B

2Ø12

2Ø10

1Ø12

beff = 100 [cm]

35 [cm]

10 [cm]

25 [cm]

20 [cm]

Ø6/25

2Ø10

3Ø12

Ø6/25

B B

2Ø16

Ø6/25

C C

2Ø10

1Ø12

2Ø12

2Ø10

Ø6/25

2Ø12

Ø6/20

A A 2Ø16D D

2Ø10

2Ø12

Ø6/25

EE

B

A B C D E D C B A

3.6

[m]

A B C D E D C B A

B

A

B

B

B

B

B

A

B

B

B

3.0 [m]

3.0 [m]

3.0 [m]

4.0 [m] 4.0 [m] 4.0 [m]

Ø6/20

Figura 12. Geometria cadrului si caracteristicile geometrice ale sectiunilor pentru stalpi si grinzi

Dimensionarea cadrului de beton armat s-a facut doar la incarcari gravitationale conform standardelor romanesti din anii 1950 (original design). Cladirea este localizata in Bucuresti. Latimea efectiva a grinzilor (72 cm conform cu FEMA 356) s-a luat in considerarea doar in camp. Dimensionarea si armarea elementelor de beton armat (grinzi si stalpi) s-a calculat dupa normele moderne. Detaliile de armatura sunt caracteristice practicii din Romania din timpul anilor 1950: (1) lungime de ancoraj insuficienta a armaturilor de jos in noduri; (2) armatura inclinata pentru rezistenta la forta taietoare; (3) etrieri deschisi, distribuiti la distante mari (20 - 25 cm) in zonele plastic potentiale. O remarca importanta o reprezinta existenta pe cadrele exterioare, a unei zidarii de umplutura cu grosimea de 0.38 m si cu o greutate specifica de 18 KN/m3. Geometria cadrului si sectiunile obtinute sunt prezentate mai sus in figura 12 3.2. Principii de modelare a cadrelor de beton armat 3.2.1. Generalitati Exista doua metode principale de definire a modelelor inelastice folosind metoda elementelor finite, si anume: utilizand o plasticitate concentrata pe element prin modelarea articulatiilor elasto-plastice definite de relatia moment – curbura/rotire (biliniara / triliniara cu degradare / elastic–perfect plastic/ cu ecruisare) si prin plasticitate distribuita la nivel de sectiune prin modelare cu fibre. Ca si material, betonul se defineste ca fiind neconfinat (Figura 13. a)– datorita distantei mari dintre etrieri (cf. FEMA356 2000) – folosindu-se modelul Kent si Park din (Park, R. & Paulay, T (1975) ). Armaturile se definesc biliniar cu o ecruisare de 1% (Figura 13. b) folosindu-se o rezistenta echivalenta la curgere data de FEMA 356 datorita (in anumite cazuri) insuficientei lungimii de ancoraj (definita in EC2) a armaturilor longitudinale.

33

Figura13. a) Modelarea betonului neconfinat (modelulKent & Park) b)Modelarea armaturilor

In cazul definirii elementelor cu articulatii concentrate la capete, lungimea plastica a articulatiei se poate calcula in conformitate cu Paulay, T. and Priestley, M.J.N., (1992). Relatia moment – rotire a articulatiilor plastice influenteaza direct forta de baza a cadrului cat si deplasarea maxima la varf a acestuia. Aceasta relatie se poate calcula prin doua modalitati: se poate lua din stas-uri (ex. FEMA 356), se poate calcula numeric si analitic – utilizand un program de analiza neliniara (Opensees) care face discretizarea sectiunilor in fibre pe o lungime de element zero in urma caruia obtinem o relatie moment – curbura pe care cu ajutorul formulelor lui Paulay si Priestley o transformam in relatie biliniara/triliniara moment – rotire. Rigiditatea echivalenta este aplicata articulatiilor plastice cu scopul de a obtine o flexibiliatate realista a elementelor, flexibilitate care influenteaza direct rigiditatea globala a structurii. Rigiditatea echivalenta se poate defini in trei moduri: - cu ajutorul standardelor si a literaturii de specialitate (FEMA356, EC8, Paulay si Priestley) si care iau in calcul reducerea rigiditatii datorate biliniaritatii in modelare a relatiei moment rotire dar care includ si “Cracking effect” efectul fisurarii betonului. - luand in considerare “Cracking effect” efectul de fisurare al betonului, avem o aproximare mult mai realista a rigiditatii elementelor - prin efectul “Fixed End Rotation (FER)” care este caracterizat de alunecarea („bond slip”) si de suprapunerea insuficienta („lap splices”) a armaturilor longitudinale. (Ultimele doua metode – Cracking effect si FER - se pot defini usor prin reducerea rigiditatii echivalente cu formulele obtinute de K.J. Elwood si M.O. Eberhard din articolul: „Effective stiffness of Reinforced Concrete Columns”.) De asemenea, trebuie luat in considerare si efectul ordinul II („P-∆ effect”) iar in cazul sectiunilor grinzilor latimea efectiva a acestora (FEMA356, Paulay si Priestley, EC2) Utilizarea decalarii rigide („Rigid Offset”) a elementelor si localizarea articulatiilor plastice la fata elementelor („Plastic Hinge Location”) au o influenta majora asupra rigiditatii si fortei maxime de baza a structurii in domeniul inelastic. 3.2.2.Studiu de caz

34

Materialele In studiul de caz, betonul s-a considerat ca fiind neconfinat FEMA 356. Modelul de material s-a ales conform lui Kent & Park din Park, R. & Paulay, T, ca si un material neconfinat cu degradare liniara a rigiditatii si fara intindere. Rezistenta la compresiune a betonului s-a considerat ca fiind f'c=12.5 N/mm2, iar deformatia specifica ultima εf=0.015 Datorita unei lungimi insuficiente de ancorare a armaturilor longitudinale de la baza sectiunii, in cazul grinzilor s-a folosit o rezistenta echivalenta a armaturii la curgere, conform FEMA 356 vezi ecuatia (1) de mai jos:

,,

,

= × b avy eq y

b req

Lf f

L (1)

unde, fy,eq = rezistenta echivalenta la curgere; fy = rezistenta armaturii la curgere; Lb,av = lungimea existenta de ancoraj; Lb,req = lungimea necesara de ancoraj (conform cu Eurocod 2). Materialul pentru armatura are rezistenta caracteristica de curgere de 235 N/mm2 si s-a definit ca si material biliniar uniaxial cu ecruisare conform Eurocod 3. Modelarea elementelor

Grinzile si stalpii In cazul grinzilor, latimea efectiva a fost considerata doar in camp, avand o valoare de 72 cm, conform cu FEMA 356. De asemenea, de-a lungul latimei efective s-au considerat bare de 4 Φ 8 mm situate la o distanta de 18 cm, reprezentand armaturile din placa de beton armat. Rigiditatea efectiva a elementelor, care ia in considerare fisurarea in sectiune, s-a redus conform FEMA 356 dupa cum urmeaza: (1) rigiditatea la incovoiere a grinzii a fost redusa cu un coeficient de 0.5; (2) rigiditatea stalpilor la incovoiere a fost redusa in functie de nivelul fortei axiale. Pentru analiza plastica, grinzile si stalpii s-au modelat folosind plasticitatea concentrate la capetele elementelor, definindu-se ca si relatie moment-rotire biliniara rigid-plastica. Lungimea articulatiei plastice (Lp) s-a calculat conform Paulay, T. si Priestley, M.J.N rezultind Lp (column) = 0.19 m si Lp

(beam) = 0.21 m. Vezi ca si exemplu Ecuatia 2 de mai jos: 0.08 0.022pi i i yL L d f= × + × × (2)

in care, Li=jumatate din deschiderea elementului, di = diametrul armaturilor longitudinale si fy = rezistenta caracteristica a otelului. Idealizarea biliniara a relatiei moment-curbura s-a obtinut considerandu-se urmatoarele ipoteze: (1) punctul de curgere e reprezentat de momentul in care armatura a ajuns la curgere sau betonul a atins rezistenta la compresiune; (2) curbura ultima calculata in punctul in care materialele au atins deformatile specifice ultime (e.g. 0.005 pentru beton si 0.05 pentru otel); (3) de asemenea s-a considerat o ecruisare de 1% in raport cu rigidizarea initiala. In cazul stalpilor relatiiile M-Φ s-au obtinut corespunzand fortei axiale din incarcarile gravitationale in combinatie cu incarcarea seismica.

Contravantuirlei cu flambaj impiedecat (BRB) BRB’urile s-au considerat articulate la capete. Comportamentul inelastic s-a modelat prin plasticitate concentrata. Materialul folosit pentru BRB a fost otel S235 pentru o lungime de 3.6 m pentru care a rezultat o deplasare la curgere de ∆y = 4 mm. Deplasarea ultima ∆u a fost bazata pe rezultate experimentale prezentate in testele lui Newell, J.& Higgins, C. Bazandu-ne pe aceste rezultate, rapoartele de ducilitate ∆u/∆y s-au estimat pentru intindere si compresiune, in valoare de 8.3, respectiv 7.5. Pentru a obtine ajustarea rezistentelor de proiectare (rezistenta maxima la compresiune Cmax si rezistenta maxima la intindere Tmax) s-au aplicat formulelele din AISC; vezi Ecuatiile 3 si 4:

max y yT = R f Aω⋅ ⋅ ⋅ (3)

max y yC = R f A ω⋅β⋅ ⋅ ⋅ (4)

35

In care, fy este rezistenta la curgere; Ry este raportul dintre tensiunea de curgere asteptata si tensiunea minima de curgere specificata (exitenta) fy (s-a considerate gal cu 1). Luand in considerare valoriale eperimentale ale factorului de ajustare la compresine β=1.05 si ale factorului de ajustare a ecruisarii deformatiei specifice ω=1.25, s-au obtinut in acelasi mod in care a fost gasit coeficientul ∆u/∆y, utilizand formulale din AISC (2005) (ecuatiile 5):

max

max

C = T

β and max

fysc

T = f A

ω⋅

(5)

in care, fysc= este rezistenta la curgere a inimii de hotel Elementele BRB se comporta ca si o relatie biliniara forta-deplasare cu ecruisare. In Figura 14 este prezentat modelul comportamentului BRB-urilor pentru cele 3 nivele.

BRB Modeling

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

-0.035 -0.025 -0.015 -0.005 0.005 0.015 0.025 0.035

Displacement ∆ [m]

Forc

e (C

ompr

esio

n,Te

nsio

n)

[KN

]

2'nd Floor

2'nd Floor

Ground Floor

1'st Floor

Ground Floor

1'st Floor

Fig 14. Relatia forta – deplasare a BRB-urilor

Pentru a spori ductilitatea stalpilor din beton armat, s-a folosit confinarea lor cu FRP. S-a considerat o aplicare in straturi orizontale a fibrei de carbon, efectul ei fiind doar de confinare a betonului. Efectul confinarii cu FRP s-a determinat conform cu FIB Bulletin 14, si a constat in cresterea rezistentei la compresiune a betonului (de la 12.5 N/mm2 la 40.8 N/mm2) si deformatiei specifice ultime (de la 0.005 la 0.02). Ca si rezultat se obtine un comportament mult mai favorabil al stalpilor (figura. 15). Rezistenta la efort axial, corespunzatoare unui punct de balans (de la 987 kN la 2771 kN pentru sectiunea A a stalpilor) creste de 3 ori si aproximativ cu 20% momentul capabil corespunzator unui efort axial de 389.6 KN rezultat din combinatia seismica (in sectiunea A a stalpului).

36

M - Φ relationship

0

10

20

30

40

50

60

70

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

0.07

0.08

0.09 0.1

0.11

0.12

Φ [1/m]

M [K

Nm

]

RC+FRP

RC

Figura 15. Efectul confinarii betonului armat cu FRP asupra relatiei moment - curbura pentru

sectiunea A a stalpilor supusa unui effort axial de 389.6 KN din combinatia seismica. 4. EVALUAREA PE CRITERII DE PERFORMANTA A CADRULUI NECONSOLIDAT SI A CADRELOR CONSOLIDATE CU BRB SI/SAU FRP

a)MRF b)MRF+FRP c) MRF+BRB d)MRF+BRB+FRP

Figura 16 Tipurile de cadre analizate

Tabel 1: Tipurile de cadre analizate si aparitia articulatiilor plastice cu deformatii inelastice mai mai mari decat capacitatea la SLU a cerintei de deplasare.

Tipurile de cadre analizate si aparitia articulatiilor plastice cu deformatii inelastice mai mai mari decat capacitatea la SLU a cerintei de deplasare

MRF (a)

MRF+BRB (b)

MRF+FRP (c)

MRF+FRP+BRB (d)

Cerinta de deplasare dt [m]

0.39 0.224 0.395 0.222

Perioada T [s] 1.0 0.64 0.85 0.56

37

MRF = cadru simplu de beton armat dimensionat la incarcari gravitationale MRF + BRB = cadru simpu de beton armat dimensionat la incarcari gravitationale reabilitat cu sistemul de contravantuiri cu flambaj impiedecat MRF + FRP = cadru simplu de beton armat dimensionat la incarcari gravitationale reabilitat cu fibre de carbon prin confinarea stalpilor de la parter si etajul unu. MRF + FRP +BRB = cadru simpu de beton armat dimensionat la incarcari gravitationale reabilitat cu fibre de carbon prin confinarea stalpilor de la parter si etajul unu si cu contravantuiri cu flambaj impiedecat CONCLUZII Tabelul 1 a): prezinta un raspuns seismic nesatisfacator numarul mare de articulatii plastice fiind existent in majoritatea stalpilor de la primele 2 etaje dar si in grinzile de la primul nivel. Tabelul 1 b): aceasta solutie de consolidare reduce numarul elementelor de beton armat degradate. Tabelul 1 c): scade numarul de articulatii plastice formate in stalpi dar pe ansamblu nu sunt schimbari semnificative. Tabelul 1 d): numarul elementelor degradate scade simtitor

Pushover Curves

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 0.1 0.2 0.3 0.4Top Displacement [m]

She

ar B

ase

Forc

e [K

N]

BRB-ULS Beam-ULS Column-ULS N2-Target Displacement

MRF

MRF+FRP

MRF+BRB

MRF+FRP+BRB

Figura 17: Curbele Pushover pentru cadrele analizate (patrat galben – aparitia articulatiei plastice in

contravantuiri; triunghi portocaliu - aparitia articulatiei plastice in grinzi; cerc rosu - aparitia articulatiei plastice in stalpi; patratul negru cu un „x” galben – cerinta de deplasare a cadrului

calculata cu Metoda N2 din EC8). MRF: aparitia primei articulatii plastice in stalp. De altfel, structura are o ductilitate globala limitata datorita atingerii articulatiei plastice in stalp la o deplasare la varf al cadrului de patru ori mai mica decat cerinta de deplasare datorata actiunii seismice. MRF + BRB: din nou, prima articulatie apare in stalp, urmata de contravantuire si in cele din urma in grinda. Consolidarea cu ajutorul contravantuirilor creste considerabil rezistenta si rigiditatea cadrului iar cerinta de deplasare scade cu aproximativ 50%. MRF + FRP: prima articulatie plastica se formeaza in grinzi; raspunsul global al structurii nu se schimba semnificativ dar articulatia plastica a stalpilor apare la o cerinta de deplasare mult mai mare decat in cazul cadrului simplu. MRF + FRP + BRB: principalul efect al acestui sistem este imbunatatirea globala a fortei si rigiditatii ceea ce duce la o reducere a cerintei de deplasare si la o apritie a articulatiei plastice in stalpi dupa aceasta cerinta de deplasare.

38

0.000 0.020 0.040 0.060 0.080

Interstory Drift [rad]

1

2

3

Stor

y nu

mbe

r

MRF MRF+FRP MRF+BRB MRF+FRP+BRB

Figura 18: Deplasarea relativa de nivel la cerinta de deplasare In toate cazurile din figura 18 se observa o concentrare a deteriorarii la nivelul primelor doua etaje. Reabilitarea seismica a cadrelor din beton armat utilizand contravantuiri cu flambaj impiedecat a fost analizata. Principalul efect al acestui sistem este imbunatatirea globala a rezistentei si a rigiditatii; dar, simpla aplicare a acestor sisteme disipative nu este suficienta pentru o buna performanta seismica. Consolidarea elementelor de beton armat este necesara si o solutie eficienta ar fi aplicarea de fibre de carbon pe stalpi si grinzi. In urma acestui studiu de caz doar stalpii au fost confinati cu fibra de carbon. Se asteapta ca un mai bun raspuns al capacitatii rabilitarii cu contravantuiri sa apara daca ambele elemente (stalpii si grinzile) vor fi consolidati cu fibre de carbon, astfel incat stalpii si grinzile vor lucra in elastic in timp ce sistemul ductil de contravantuiri cu flambaj impiedecat vor disipa energia seismica. In cele ce urmeaza se prezinta pe scurt ultimele rezultate obtinute pe „Studiul de caz” prezentat mai sus. Astfel, ultimele rezultate, obtinute in urma analizei neliniare Time History, utilizand accelerograma Vrancea ’77, au demonstrat ca sistemul de contravantuiri cu flambaj impiedicat are un comportament foarte eficient. Deplasarile la varf si situatia articulatiilor plastice s-au masurat in 3 momente principale ale accelerogramei:

- momentul in care primele articulatii au ajuns in starea limita ultima (punctul verde de pe accelerograma; sageata verde indicand cadrul care se afla in acel moment; iar, punctele verzi de pe cadru reprezinta articulatiile plastice care au atins starea limita ultima de deformatii)

- momentul care coincide cu deplasarea maxima la varf a cadrului (patratul negru cu „x” maro; sageata maro indicand cadrul care se afla in acel moment; iar, punctele verzi de pe cadru reprezinta articulatiile plastice care au atins starea limita ultima de deformatii)

- sfarsitul accelerogramei (sageata neagra indicand cadrul care se afla in acel moment; iar, punctele verzi de pe cadru reprezinta articulatiile plastice care au atins starea limita ultima de deformatii)

39

MRF

-0.1

-0.05

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Time [s]To

p D

ispl

acem

ent [

m]

Column-ULS Maximum Top Displacement

Figura 19: Deplasarea la varf in urma analizei time history si articulatiile plastice care au atins

roirea ultima (MRF)

MRF+BRB

-0.06

-0.04

-0.02

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Time [s]Top

Dis

plac

emen

t [m

]

Column-ULS Maximum Top Displacement Figura 20: Deplasarea la varf in urma analizei time history si articulatiile plastice care au atins

roirea ultima (MRF+BRB) MRF+FRP

-0.3

-0.25

-0.2

-0.15

-0.1

-0.05

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Time [s]

Top

Dis

plac

emen

t [m

]

Beam and Column-ULS Maximum Top Displacement Figura 21: Deplasarea la varf in urma analizei time history si articulatiile plastice care au atins

roirea ultima (MRF+FRP)

MRF + FRP +BRB

-0.06

-0.04

-0.02

0

0.02

0.04

0.06

0.08

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Time [s]Top

Dis

plac

emen

t [m

]

Maximum Top Displacement plastic hinges which didn't reach ultimate deformations

Figura 22: Deplasarea la varf in urma analizei time history si articulatiile plastice care au atins

roirea ultima (MRF+FRP+BRB)

Concluzii asupra, ultimelor rezultate cu privire la analiza Time History (Vrancea ’77): Dupa cum se observa in figurile de mai sus, in cazul MRF deplasarea este foarte mare in raport cu celelalte modele, de altfel in modelul MRF si MRF + BRB primele articulatii plastice ajunse in starea limita de deformatii, apar in stalpi (figura 19 si figura 20). Acesta este si motivul pentru care s-a ales confinarea acelor stalpi cu FRP; in acest mod, se poate observa (figura 21) o transmitere a

40

articulatiior plastice din stalpi in grinzi, din pacate nu exista o reducere a deplasarii la varf . In cele din urma (figura 22) se poate observa cum datorita combinatiei celor 2 metode rezultatele obtinute sunt extrem de eficiente (nici una din articulatiile plastice aparute nu a ajuns in stadiul ultim de deformatii). Astfel se poate observa ca datorita confinarii cu FRP articulatiile plastice ajunse in ultimul stadiu nu se mai formeaza in stalpi (comparativ cu MRF si MRF +BRB) iar datorita contravantuirilor deplasarea la varf este foarte mica (comparativ cu MRF si MRF + FRP). De altfel ordinea articulatiilor plastice este la inceput in contravantuirile de la parter (aproximativ 50% din starea ultima de deformatii) urmand 2 articulatii plastice in grinzile peste parter (aproximativ 50% din starea ultima de deformatii). Toate celelalte articulatii plastice au ajuns abia la 25% din capacitate ultima de deformatii. 5 DEFINIREA MODELULUI EXPERIMENTAL: CADRU PORTAL ECHIPAT CU BRB SI/SAU FRP. 5.1. Generalitati Partea experimentala va tine cont de prevederil existente in AISC 2005. Anexa T, al acestui standard american, are ca scop descrierea metodelor de testare a contravantuirilor cu flambaj impiedicat. Prevederile acestui AISC asigura ca prototipul sa aiba un comportament cel putin satisfacator in cazul unui cutremur. Astfel, pe langa incercarile de material si incercarile pe noduri ale contravantuirilor care se fac cu metodele binecunoscute, AISC trateaza 2 tipuri de teste experimentale: incercari pe un subansamblu (vezi figurile de mai jos) si incercari uniaxiale pe elemente. Obiectivul incercarilor pe subansamble este de a verifica abilitatea elementului, in particular, extensia inimii de otel si mecanismul de impiedicare la flambaj, adaptarea lui la cerintele de deformatie axiala si de rotatie fara a ceda. O varietate de configuratii de subansamble sunt posibile atata timp cat este impusa o combinatie de deformatii axiale cu cele de rotire:

Figura 23. Posibilitati de subansamble (cf. AISC 2005).

Incercarile uniaxiale pe elemente au ca scop stabilirea parametrilor de proiectare al sistemului de contravantuiri cu flambaj impiedicat. Secventa de incarcare solicita ca fiecare element sa atinga o ductilitate corespunzatoare cu de 2 ori driftul de nivel si o capacitate a ductilitatii axiale inelastice cumulative de 200. De asemenea, exista o cerinta minima de deformatie a elementului corespunzatoare la 1% din driftul de nivel. De aceea, este necesara o incercare de cel putin 2 procente din driftul de nivel. 5.2. Tipul I de subansamblu Pentru o verificare in prealabil a comportamentului contravantuirilor cu flambaj impiedecat s-a ales un sistem simplu de subansamblu (figura 24) in care stalpul si contravantuirea sunt articulate. Totodata, intreg sistemul va fi impiedecat lateral. In acest subansamblu, stalpul reprezinta jumatate din deschiderea grinzii de beton armat care face parte din cadrul prezentat ca si al doilea tip de subansamblu (vezi figura 25). Acest tip de incercare presupune verificarea comportarii contravantuirilor cu flambaj impiedecat la compresiune si la intindere atat monoton cat si ciclic. Astfel, in functie de materialul folosit pentru partea activa a contravantuirii (otel ai aluminiu) cat si in functie de cele trei tipuri de material de interfata (folie de polietilena, membrana bituminoasa si

41

placa de cauciuc) se vor realiza cate un set de incercari monotone la compresiune si la intindere precum si doua seturi de incercari ciclice.

base top

C

C

B

B

A

A

A-A B-B C-C

A

A

C

C

B

B

Ø30

base top

C

C

B

B

A

A

A-A B-B C-C

A

A

C

C

B

B

Ø30

Inima de otel

Inima de aluminiu

Figura 24.Tipul I de incercare pe subansamblu (cu inima de otel si inima de aluminiu)

5.3. Tipul II de subansamblu Al doilea tip de incercari experimentale consta in inserarea unui sistem, V intors, de contravantuiri cu flambaj impiedecat intr-un cadru de beton armat Caracteristicile cadrului de beton armat vor fi preluate din cadrul P+2 modelat si analizat pana in prezent.(vezi figura 25). Astfel, geometria, detaliile de armare si calitatea de material s-a pastrat ca si modelul P+2 analizat (mai putin ariile armaturilor longitudinale care s-au simplificat in vederea simplificarii cadrului experimental)

Figura 25.Tip II de incercare pe subansamblu (cu inima de otel si inima de aluminiu). 5.4. Modelarea incercarii experimentale si prezentarea rezultatelor Dimensionarea si modelarea contravantuirilor cu flambaj impiedecat s-a facut pe baza modelului aplicat pe cadrul P+2 (vezi 2.3.2 si 3.2), totusi aria inimii de otel a fost modificata cu scopul indeplinirii cerintelor cadrului experimental. De asemenea, confinarea betonului armat s-a luat in considerare cum s-a discutat la puctul 3.2.

42

BRB Modeling

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

-0.035 -0.025 -0.015 -0.005 0.005 0.015 0.025 0.035

Displacement ∆ [m]

Forc

e (C

ompr

esio

n,Te

nsio

n)

[KN

]

Ground Floor

Figura 26. Relatia forta – deplasare a BRB-urilor

M - Φ relationship

02468

101214

00.

010.

020.

030.

040.

050.

060.

070.

080.

09 0.1

0.11

0.12

0.13

0.14

0.15

0.16

Φ [1/m]

M [K

Nm

]

RC+FRP

RC

Figura 27. Efectul confinarii betonului armat cu FRP asupra relatiei moment - curbura pentru

stalpi Pentru modelarea cadrului experimental s-a luat in calcul 3 moduri de definire a incarcarilor: Figura 28. Tipurile de incarcari (A, B si C) pe cele 3 modele MRF, MRF+BRB, MRF+BRB+FRP

In urma celor 3 tipuri de incarcare s-au obtinut urmatoarele rezultate:

43

Pushover Curves (MRF)

0

1

2

3

4

5

6

7

-0.13 -0.11 -0.09 -0.07 -0.05 -0.03 -0.01

Top Displacement [m]

She

ar B

ase

Forc

e [K

N]

A B C Beam ULS Column ULS

Pushover Curves (MRF+FRP)

0

1

2

3

4

5

6

7

-0.25 -0.2 -0.15 -0.1 -0.05 0Top Displacement [m]

Shea

r Bas

e Fo

rce

[KN

]

A B C Beam ULS Column ULS (a) MRF (b) MRF+FRP

Figura 29: Curbele pushover pentru cadrele analizate in functie de tipul de incarcare Dupa cum se poate observa in figura 29 nu exista diferente notabile, intre cele trei tipuri de incarcari, in ceea ce priveste ordinea si momentul aparitiei articulatiilor plastice.

(a) MRF+BRB(diferente la nivel de forta) (b) MRF+BRB(diferente la nivel de deplasare)

Figura 30: Curbele Pushover pentru cadrele analizate in functie de tipul de incarcare In figura 30 (a), in cazul B de incarcare a doua articulatie plastica corespunzatoare SLU se formeaza in grinda, spre deosebire de celelalte doua cazuri. De asemenea sub acelasi mod de incarcare se poate observa ca a treia articulatie plastica, apare in stalp, la o deplasare la varf a cadrului mai mica decat in celelalte doua cazuri.

44

(a) MRF+BRB+FRP(diferente la nivel de forta)(b)MRF+BRB+FRP(diferente la nivel de deplasare)

Figura. 31: Curbele pushover pentru cadrele analizate in functie de tipul de incarcare In figura 31 (a) se poate observa ca in cazul B de incarcare, articulatia plastica din grinda care atinge SLU, este formata la o deplasare la varf a cadrului mai mica decat in celelalte doua cazuri. In ceea ce priveste ordinea articulatiilor plastice, nu exista diferente notabile. In concuzie pentru programul de testare s-a ales modul B de incarcare (figura 32), acesta fiind si cel mai aproape de realitate in sensul ca masele, provenite din stalpii de la nivelele superioare se localizeaza in stalpi. Caracteristicile geometrice si de material al contravantuirilor cu flambaj impiedecat se bazeaza pe primul tip de subansamblu (vezi 5.2) si se vor face incercari pe urmatoarele trei tipologii de cadre: MRF, MRF+BRB, MRF+BRB+FRP. Pe fiecare tip de cadru se va aplica o incarcare monotona si o incarcare ciclica.

Fig. 32: Tipul II de incercare pe subansamblu (cu inima de otel si inima de aluminiu) BIBLIOGRAFIE AISC (2005). "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings". American Institute of Steel

Construction, Inc. Chicago, Illinois, USA. Balendra, T., Yua, C. H. and Lee, F. L. (2001). An economical structural system for wind and

earthquake loads. Engineering Structures, Volume 23, Issue 5: 491-501. Bouwkamp, J., Gomez, S., Pinto, A., Varum, H., Molina, J. (2001). Cyclic Tests on R/C Frame

Retrofitted with K-Bracing and Shear-Link Dissipator. European Laboratory for Structural Assessment (ELSA). Report no. EUR 20136 EN.

45

Brown, A. P., Aiken, I. D., Jafarzadeh, F. J. (2001). Buckling Restrained Braces Provide the Key to the Seismic Retrofit of the Wallace F. Bennett Federal Building. Modern Steel Construction, August, 2001.

Cosenza, E., Manfredi, G., and Verderame, G.M., (2002). Seismic Assessment of Gravity Load Designed R.C. Frames: Critical Issues in Structural Modelling, Journal of Earthquake Engineering, Vol. 6, special issue No.1, 101-122

CR 0-2005 (2006) Cod de proiectare. Bazele proiectarii structurilor in constructii CR 1-1-3-2005 (2006) Cod de proiectare. Evaluarea actiunii zapezii asupra constructiilor Eurocode 2 (December 2003) Design of concrete structures - Part 1-1: General rules and rules for

buildings FINAL DRAFT prEN 1992-1-1. CEN - European Committee for Standardization Eurocode 3 (2003). Design of steel structures. Part 1-1: General Rules and Rules for Buildings.

CEN - European Committee for Standardization. Eurocode 8 (January 2003) Design of structures for earthquake resistance, Part 1: General rules,

seismic actions and rules for buildings, DRAFT No 6, Version for translation (Stage 49). CEN - European Committee for Standardization

Fajfar, P. (2000) A Nonlinear Analysis Method for Performance Based Seismic Design in Eurocode 8 Annex B (Informative) Determination of the target displacement for nonlinear static (pushover) analysis.

F. McKenna et al., (February 2005) Open System for Earthquake Engineering Simulation User Manual, OpenSees version 1.7.0

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

FIB Bulletin 14/2001 Externally bonded FRP reinforcement for RC structures Ghobarah, A., Abou Elfath, H (2001). Rehabilitation of a reinforced concrete frame using eccentric

steel bracing. Engineering Structures Vol. 23: 745–755. Japan Building Disaster Prevention Association (2005). Recent Development of Seismic Retrofit

Methods in Japan. http://www.kenchiku-bosai.or.jp/srm.PDF. Mazzolani, F. M., Della Corte, G. and Faggiano, B. (2004). Full scale testing and analysis of

innovative techniques for seismic up-grading of RC buildings. International Colloquium: Recent Advances and New Trends in Structural Design, May 7-8 2004, Timisoara, Romania.

Newell, J.& Higgins, C. (n.d.) Steel Confined Yielding Damper For Earthquake Resistant Design ,NHMJ Young Researchers Symposium, June 21, 2003,http://cee.uiuc.edu/sstl/nhmj/ppt/Newell.ppt

NP-082-04 (2005) Cod de proiectare. Bazele proiectarii si actiuni asupra constructiilor. Actiunea vantului.

Park, R. & Paulay, T (1975) Reinforced Concrete Structures, New Zealand ,John Wiley & Sons, Inc., New York.

Paulay, T. and Priestley, M.J.N., (1992) Seismic Design of Reinforced Concrete and Masonry Buildings, John Wiley & Sons, Inc., New York.

Priestley, M.J.N., (1997) Displacement-Based Seismic Assessment of Reinforced Concrete Buildings, Journal of Earthquake Engineering, Vol. 1, No.1, 157-192

R. Landolfo et al. (27.06.2005) WP8: Numerical Analysis –Preliminary study, University of Naples “Federico II”, Italy, PROHITECH, INCO-CT-2004-509119.

P100-1/2006 (2006). Cod de proiectare seismica - Partea I - Prevederi de proiectare pentru cladiri Schmidt, K., Dorka, U.E., Taucer, F., Magonette, G. (2004). Seismic Retrofit of a Steel Frame and a

RC Frame with HYDE Systems. European Laboratory for Structural Assessment (ELSA). Report no. EUR 21180 EN.

STAS 503/1949. Sarcini in construcţii.. STAS 504/1949. Sarcini permanente STAS 506/1949. Sarcini utile. STAS 946/1956. Sarcini climatice. Uang, C.-M., Nakashima, M. and Tsai, K.-C. (2004). Research and Application of Buckling-Restrained Braced Frames. Steel Structures 4 (2004): 301-313.

46

Anexa 4

DEFINIREA PROGRAMULUI EXPERIMENTAL PENTRU SISTEME DE CONTRAVANTUIRI EXCENTRICE CU LINK DETASABIL, IN SOLUTIE

COMPUSA OTEL-BETON Studiul formarii articulatiilor plastice intr-o structura duala cu cadre

MRF+ECBF Drd. ing. Gelu DANKU

INTRODUCERE Proiectarea la starile limita ultime a cladirilor amplasate in zone seismice comporta doua concepte diferite de abordare:

- prin structuri ductile; - prin structuri izolate de actiunea seismica.

Primul concept conduce la proiectarea structurilor disipative, care sunt capabile sa reziste la seisme in domeniul plastic. Structurile disipative sunt concepute permitand plastificarea anumitor zone, numite zone disipative. Acestea trebuie sa disipeze energia cinetica indusa de cutremur prin intermediul unui comportament histeretic in domeniul plastic. Formarea unor mecanisme de disipare depinde de configuratia structurala. In plus, partile concepute ca nedisipative trebuiesc sa fie dimensionate de o asemenea maniera incat sa reziste efectiv in domeniul elastic; de aceea ele sunt in general supradimensionate in raport cu eforturile maxime care pot fi transmise de partile disipative.

Principalele tipuri de cadre disipative pot fi clasificate în funcţie de tipul şi natura zonelor disipative. Se pot menţiona aici trei categorii:

- cadrele contravântuite centric, ca în Figura 1 a), b), d); - cadrele contravântuite excentric, exemplu Figura 1 c); - cadrele necontravântuite, ca în Figura 1 e).

a) b) c) d) e)

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

Zonele disipative ale structurilor contravântuite centric - Figura 1 a), b), d) – sunt în diagonalele întinse, diagonalele comprimate fiind supuse fenomenului de flambaj. Structurile în cadre cu contravântuiri excentrice constituie o alternativă interesantă la sistemul structural cu contravântuiri centrice. Ele sunt caracterizate printr-un efect de rigidizare provenit din elementele de contravântuire excentrică. Prin acest sistem, fiecare grindă este divizată în două sau mai multe părţi, care lucrează în mod diferit în cazul acţiunii seismice. Partea cea mai scurtă, denumită şi „link” sau element de legătură, reprezintă elementul disipativ al grinzii. În funcţie de lungimea acestui element, energia seismică este disipată prin cicluri elasto-plastice de forfecare (pentru link scurt), de încovoiere (pentru link lung) sau de forfecare şi încovoiere (pentru link de lungime intermediară). Cadrele necontravântuite sunt folosite pe scară largă pentru structurile în cadre cu înălţime redusă sau medie. Ele sunt capabile să ofere o capacitate suficientă de disipare a energiei, datorită

47

numărului mare de zone disipative. În acest mod sunt satisfăcute cerinţele necesare pentru a preveni cedarea, chiar şi în cazul seismelor severe. În schimb, devine din ce în ce mai dificil să se compatibilizeze cerinţele întâlnite în cazul stărilor limită ultime cu cele prevăzute în cazul stărilor limită de serviciu (exprimate în general prin limitarea deformaţiilor laterale), odată cu creşterea înălţimii structurii. Aceasta se datorează în primul rând reducerii rigidităţii laterale cu înălţimea, chiar dacă numărul zonelor disipative se măreşte în ansamblu. Zonele disipative ale cadrelor necontravântuite sunt caracterizate prin formarea articulaţiilor plastice, localizate la extremităţile elementelor de cadru, de preferinţă în grinzi, iar numai în cazurile limită şi în stâlpi.

CADRUL ANALIZAT

Initial, cadrul de baza a fost considerat a fi metalic, iar ulterior s-a facut analiza si a unui cadru cu grinzi compuse, iar rezultatele au fost comparate tabelar, in functie de ordinea de formare a articulatiilor plastice si de rotirile maxime din articulatiile plastice. Cadrul care urmeaza a fi analizat face parte dintr-o structura in cadre duale MRF+ECBF, avand 3 deschideri si trei travee, fiind prezentat in figurile ce urmeaza:

Fig.2. Planul structurii din care a fost extras cadrul analizat

Din aceasta structura a fost extras un cadru de fronton, si anume cadrul din axul 1, deoarece acesta este incarcat cu forte gravitationale mai reduse. Cadrul are o configuratie pe 5 nivele si 3 deschideri, cea centrala fiind contravantuita excentric, iar cele marginale fiind necontravantuite. Deschiderile au 4.5m fiecare, iar inaltimea de nivel este de 2.4 m. Elementul disipativ (Link-ul) din cadrul contravantuit are caracteristicile unui link scurt (lungime 0.3m) si a fost modelat in 2 etape, initial ca un link fix (nedetasabil), iar ulterior s-a incercat si modelarea acestuia ca un link detasabil, prin scaderea rigiditatii la forfecare acestuia. Aceasta ipoteza provine din faptul ca intr-un link demontabil rigiditatea este afectata de efectul de pierdere a rigiditatii datorita alunecarii in gaurile suruburilor (datorita tolerantelor si a alungirii acestora) – fenomen cunoscut sub numele de “efectul de pinching” - si de rotirile de la capetele linkului care apar in timpul unei incercari dinamice. Aceasta structura a fost aleasa deoarece dimensiunile ei fac posibila extragerea unui singur cadru (cel mai solicitat) pentru a putea fi mai apoi testat in cadrul laboratorului CEMSIG,

48

astfel dorindu-se corelarea rezultatelor obtinute pe cale teoretica cu cele experimentale.

Fig. 3. Cadrul dual analizat

Pe acest cadru au fost aplicate urmatoarele incarcari, in urmatoarele combinatii: a) Incarcarea permanenta: 7.83 KN/m b) Incarcarea utila: 2.25 KN/m pentru nivelele curente

1.5 KN/m pentru ultimul nivel c) Mase pe nivel – noduri interioare: 54 KN pentru nivelele curente 47.25 KN pentru ultimul nivel - noduri marginale: 27 KN pentru nivelele curente 23.6 KN pentru ultimul nivel Combinatiile de incarcari aplicate pe structura sunt urmatoarele: A) Gruparea fundamentala: SLU: 1.35G + 1.5Q SLS: 1.00G + 1.00Q B) Gruparea speciala: SLU: G + E + 0.4Q [disipativa] SLU: G + ΩE + 0.4Q [nedisipativa]

SLS: G + q γ E + 0.4Q Spectrul de proiectare folosit a fost cel pentru localitatea Bucuresti (spectrul elastic/q), avand urmatoarele caracteristici:

49

- perioada de colt: Tc = 1.6 s

Fig. 4.1. Spectrul elastic Fig. 4.2. Spectrul de proiectare

Factorul de comportare q a fost considerat pentru o structura cu cerinte de ductilitate mari, astfel q=6 (conform P100 – cap.6/tabelul 6.3)

Fig. 5. Tabelul 6.3 din P100-1/2006

q= 1.2*5 = 6 (clasa de ductilitate mare) Valoarea produsului 1.1 γov Ω a fost luata 2.5, pentru cadre duale formate din cadre necontravantuite + cadre contravantuite excentric. (conform anexei F.4./P100-1/2006) Dimensionarea si verificarea elementelor structurale s-a facut conform Eurocode 3 tinand cont de prevederile din P100 pentru elementele disipative. Verificarea s-a facut separat pentru grinzile cadrului MRF si link la combinatiile SLU fundamental si SLU special, iar stalpii, contravantuirile si grinzile cadrului ECBF s-au verificat sub actiunea combinatiei SLU nedisipativa. (G + ΩE + 0.4Q) In urma acestui procedeu de dimensionare au rezultat urmatoarele sectiuni pentru elementele structurale:

- stalpii cadrului ECBF – HEB200 - stalpii cadrului MRF – HEB260 - grinzi ECBF – IPE240 - Link – IPE240 - grinzi MRF – IPE 240

Analize efectuate

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 1 2 3 4 5 6

50

Pe cadrul astfel dimensionat s-au efectuat analize de tip Push-over si Time-History in doua configuratii de cadre: - cu link fix

- cu link detasabil Analiza dinamica incrementala neliniara de tip Time-History (TH) a fost efectuata folosindu-se accelerogramele scalate a 3 cutremure Vrancene din anii 1977, 1986 si 1990. Inregistrarile folosite au fost furnizate de INCERC Bucuresti. Cea mai puternica dintre accelerograme (Vrancea 1977, componenta NS) are valoarea maxima a PGA=0.19g.

Fig. 6. Accelerograma Vrancea ‘77

Fig. 7. Accelerograma Vrancea ‘86

Fig.8. Accelerograma Vrancea ‘90

Parametrii studiati 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 valoarea accelerogramei urmarindu-se mecanismul de formare a articulatiilor plastice si deplasarea relativa a fiecarui etaj. Aceste valori au fost comparate cu valorile admise in SR EN -1993-1-8. In urma acestor analize s-au extras deplasarile relative de nivel (interstory drift) si rotirile in articulatiile plastice din link, acestea fiind comparate pe nivele de performanta.

Modelare Mecanismul de functionare al articulatiei plastice in link-uri este dat de o curba forta-deplasare de tip rigid-plastic cu ecruisare si degradare

51

Fig. 9. Curba forta-deplasare dupa care functioneaza articulatia plastica in link-ul disipativ.

In figurile ce urmeaza se poate observa comportamentul link-ului disipativ, precum si rotirea plastica maxima permisa in functie de lungimea barei.

Fig. 8.1. Rotirea link-ului Fig. 8.2. Rotirea maxima permisa

Rezultate numerice Rezultatele extrase in urma analizelor au fost folosite pentru a putea compara comportamentul structurii in functie de seismul la care a fost supusa si de a masura deplasarile relative de nivel, putandu-se astfel aprecia daca structura a avut un comportament satisfacator. Raportul de energii disipate a fost evaluat prin relatia:

u

e

q λ=λ

unde λu – valoarea multiplicatorului accelerogramei pentru care structura cedeaza (formarea unui mecanism de cedare)

λe - valoarea multiplicatorului accelerogramei la care apare prima articulatie plastica

Accelerograme Valori ale lui q pentru

52

Link fix Link detasabil VR77 5.5 5 VR86 3.3 3 VR90 4 2.6

Analiza de tip push-over efectuata pe modelul initial a relevat faptul ca structura initiala tinde sa formeze articulatii plastice in stalpii MRF atunci cand deplasarea atinge valori mai mari. Pentru un comportament satisfacator in aceasta privinta s-a trecut la un otel cu performante mai ridicate ca material pentru stalpii MRF. (S235 S355) Dupa aceasta modificare, structura se comporta bine, dupa cum se poate observa in cele ce urmeaza:

Urmatoarele diagrame prezinta diferentele intre structura cu link fix, respectiv demontabil in functie de accelerograma folosita:

53

1.1 Vrancea 77 – structura cu link fix

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

Se poate observa ca mecanismul de cedare se produce pentru un multiplicator al accelerogramei egal cu 2.2. 1.2. Vrancea 77 – structura cu link detasabil

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

In aceasta diagrama se observa ca cedarea se produce la λ=2.

54

2.1. Vrancea 86 – structura cu link fix

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

Structura cedeaza la λ=2.

2.2. Vrancea 86 – structura cu link detasabil

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

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

3.1. Vrancea 90 – structura cu link fix

55

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

Mecanismul de nivel se produce la λ=2.4.

3.2. Vrancea 90 – structura cu link detasabil

Relative story drift

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

In aceasta diagrama se observa ca cedarea se produce la λ=1.6. Valorile deplasarilor maxime de nivel sunt comparate si tabelar dupa cum urmeaza:

Max Inter-story Drift S235/S355 link fix Limit St. VR77 VR86 VR90 SLS 0.001303 0.001488 0.001610 SLU 0.005047 0.003610 0.007880 CPLS 0.006326 0.004878 0.009400

Max Inter-story Drift S235/S355 link det

Limit St. VR77 VR86 VR90 SLS 0.001509 0.001574 0.001558 SLU 0.004195 0.005565 0.008523 CPLS 0.005980 0.007718 0.013100

Starile limita corespund urmatoarelor valori ale multiplicatorului accelerogramei: SLS – λ=0.4

56

SLU – λ=1.0 CPLS – λ=1.22 Se poate observa cu usurinta ca rigiditatea intregii structuri este afectata de rigiditatea link-ului demontabil, acest lucru rezultand din deplasarile de nivel mai mari in cazul doi. In mod asemanator se pot compara valorile rotirilor in articulatiile plastice formate in link. Link-urile au fost denumite dupa cum urmeaza:

Tabelele de pe pagina urmatoare contin rotirile link-urilor (din cadrele de la nivelele 1 si 2 – cele mai solicitate) in radiani in functie de nivelele de performanta cerute in documentul FEMA-356 si comparatia rezultatelor obtinute cu valorile maxime admise. Se poate observa ca datorita faptului ca acceleratia terenului este mai mare in cazul cutremurului Vrancea 90, degradarile structurale sunt mai pronuntate in acest caz.

57

Link 44H1 Vrancea 77 Vrancea 86 Vrancea 90 Valori

Lambda Stare limita Link fix Link

detasabil Link fix Link detasabil

Link fix

Link detasabil FEMA

0.4 SLS 0 0 0 0 0 0 0.005

1 ULS 0.042 0.094 0.055 0.042 0.1 0.075 0.11

1.22 CPLS 0.058 0.049 0.072 0.064 0.097 0.090 0.14

Link 41H1 Vrancea 77 Vrancea 86 Vrancea 90 Valori

Lambda Stare limita Link fix Link

detasabil Link fix Link detasabil

Link fix

Link detasabil FEMA

0.4 SLS 0 0 0 0 0 0 0.005

1 ULS 0.034 0.047 0.065 0.1 0.073 0.078 0.11

1.22 CPLS 0.058 0.049 0.075 0.064 0.095 0.094 0.14

58

In parte a doua a acestui studiu de simulari numerice, aceeasi structura a fost considerata, avand aceeasi geometrie si caracteristici, dar grinzile au fost inlocuite cu grinzi compuse. Acest fapt a dus la cresterea rigiditatii structurale per ansamblu. Producerea articulatiilor plastice a fost favorizata prin considerarea unei conlucrari intre beton si grinda de otel doar in zonele in care nu se asteapta formarea articulatiilor, adica la o distanta de 2h (h-inaltimea grinzii) fata de imbinarile grinda-stalp si inafara link-ului. Analiza incremental-dinamica a dat rezultate similare cu prima configuratie structurala, cu precizarea ca atat deplasarile relative de nivel cat si rotirile in link au valori mai mici decat in cazul unei structuri cu grinzi metalice. In ceea ce priveste deplasarile relative de nivel, acestea se pot regasi in urmatorul tabel:

Max Inter-story Drift S235/S355 link fix

Limit St. VR77 VR86 VR90

SLS 0.001096 0.001074 0.001086

SLU 0.00365 0.004578 0.006254

CPLS 0.004428 0.006515 0.010088

Max Inter-story Drift S235/S355 link det

Limit St. VR77 VR86 VR90

SLS 0.001392 0.001424 0.001379

SLU 0.003987 0.005013 0.006152

CPLS 0.005014 0.006808 0.008972

La fel ca si pentru structura cu grinzi metalice, si in cazul structurii cu grinzi compuse atunci cand link-ul este considerat a fi detasabil, structura este mai deformabila. In general formarea al articulatiilor plastice s-a produs initial in linkuri, si mai apoi la starea limita CPLS si in grinzile cadrului MRF, insa doar la nivelul 1 si avand valori ce se incadreaza in limitele admise. In figurile ce urmeaza se poate urmari comportamentul structurii in configuratia a II-a, supusa la cele 3 cutremure, Vrancea 77, 86 si 90.

59

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

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

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

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012 0.014 0.016 0.018 0.02

meters

lam

bda

60

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

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

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

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

61

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

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

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

Relative story drift

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02

meters

lam

bda

62

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 urmeaza :

Rotire maxima [rad] Link nr. CPLS Caz 1 Caz 2 Caz 3 Caz 4 Caz 5 Caz 6 Caz 7 Caz 8 Caz 9 Caz 10 Caz 11 Caz 12 32H1 1.2200 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 0.0000 35H1 1.2200 0.0000 0.0000 0.0138 0.0000 0.0000 0.0276 0.0000 0.0000 0.0061 0.0000 0.0000 0.0158 38H1 1.2200 0.0356 0.0838 0.1176 0.0228 0.0399 0.0801 0.0346 0.0880 0.0962 0.0991 0.1009 0.0645 41H1 1.2200 0.0664 0.0946 0.1905 0.0571 0.0788 0.1167 0.0483 0.0909 0.1385 0.0952 0.0822 0.1019 44H1 1.2200 0.0581 0.0748 0.0951 0.0496 0.0639 0.0904 0.0496 0.0741 0.0873 0.0600 0.0672 0.0825

Cutremur 77 86 90 77 86 90 77 86 90 77 86 90 Tipul de link Link fix Link detasabil Link fix Link detasabil Structura Configuratia I - Structura cu grinzi metalice Configuratia II - Structura cu grinzi compuse

Avand in vedere rezultatele obtinute, s-a dorit ca in pasul urmator sa se treaca la calibrarea corecta a modelului experimental. Pentru acest model se va extrage un cadru contravantuit cu link din structura, iar acesta va fi incercat in mai multe configuratii, in care se va asigura sau nu conlucrarea intre beton si metal pe link, pentru a vedea in ce mod se poate influenta mai eficient un comportament disipativ al grinzii compuse. Configuratiile structurale a cadrului si a grinzii compuse se pot vedea mai jos:

63

In vederea obtinerii unor rezultate cat mai apropiate de comportamentul structurii reale si pentru a se putea intelege pe deplin felul in care articulatiile plastice se dezvolta in cazul link-ului se doreste incercarea urmatoarelor specimene : 1. Cadru cu grinda din otel cu link fix scurt (e=300 mm), solicitat in regim monoton si ciclic - 2 specimene

2. Cadru cu link detasabil scurt cu grinda din otel solicitat in regim monoton si ciclic - 2 specimene + 2 link-uri pentru a putea fi inlocuite

64

3. Cadru cu link fix scurt cu grinda compusa otel-beton – se presupune o conlucrare totala intre beton si otel, prin dispunerea conectorilor (incercare monotona si ciclica) - 2 specimene

4. Cadru cu link fix scurt detasabil cu grinda compusa otel-beton – se vor intrerupe conectorii in zona link-ului disipativ pentru a se favoriza formarea articulatiei plastice (incercare monotona si ciclica) - 2 specimene + 2 link-uri care se inlocuiesc

65

5. Cadru cu link fix scurt cu grinda compusa otel-beton – se vor intrerupe conectorii in zona link-ului disipativ pentru a se favoriza formarea articulatiei plastice (incercare monotona si ciclica) - 2 specimene

6. Cadru cu link lung detasabil, cu sectiunea redusa (« dog-bone »), in solutia de realizare cu grinda din otel (A), si cu grinda compusa (B) – conectorii nu se vor dispune pe link.

A.

66

B.

Pentru incercarea acestor cadre se va folosi standul de incercari al laboratorului CEMSIG, in urmatoarea configuratie :

Aplicarea incarcarii laterale orizontale se va realiza cu ajutorul unui montaj care sa asigure deplasarea egala a nodurilor cadrului: :

67

BIBLIOGRAFIE

http://www.kuleuven.ac.be/bwk/materials/Teaching/master/toc.htm - ESDEP course

Ciutina, Adrian, 2003, Comportamentul seismic al imbinarilor cadrelor necontravantuite metalice si compuse: studiu experimental si simulare numerica, teza de doctorat INSA Rennes.

A. Aldea, C. Arion, A. Ciutina, T. Cornea, D. Florea, L. Fulop, D. Grecea, A. Stratan, R. Vacareanu, 2003, Constructii amplasate in zone cu miscari seismice puternice, Ed. Orizonturi Universitare, Timisoara

M.A.Conti, V.Piluso, G. Rizzano & I.Tolone, Seismic Reliability of Steel-concrete composite frames, STESSA 2006, Taylor & Francis Group, London

Bungale S. Taranath Ph. D., S.E., Wind and Earthquake Resistant Buildings, Taylor & Francis Group, 2005

68

DEFINIREA PROGRAMULUI EXPERIMENTAL PENTRU CADRE CU PANOURI DE

FORFECARE DISIPATIVE DIN METAL Drd. Ing. Neagu Calin

1.1 Introducere

De aproape un secol, sistemul de construcţie bazat pe cadre din oţel sau pe cadre compuse oţel-beton s-a dovedit unul din tipurile cele mai utilizate în domeniul construcţiilor civile. Mai multe generaţii de ingineri s-au preocupat de dezvoltarea metodelor de calcul şi a tehnologiilor de fabricaţie relative la aceste structuri. În vederea unei proiectări optimale a acestor structuri, inginerii au ţinut să găsească un compromis între cerinţele structurale de rezistenţă rigiditate şi ductilitate pe de o parte şi obiectivele de utilizare şi de funcţionare relevante cerinţelor arhitecturale pe de altă parte. Pentru verificările la stările limită ultime, metodele de dimensionare a structurilor situate în zonele seismice pot conduce la două concepte diferite, care conduc la urmatoarea distincţie:

- structuri ductile; - structuri izolate de acţiunea seismică.

În cea de-a doua alternativă, structura este concepută pentru a evita intrarea în domeniul plastic prin utilizarea unor dispozitive speciale care joacă rolul de filtru, provocând absorbirea energiei seismice şi modificarea perioadei fundamentale de vibraţie a structuriii într-un interval mai favorabil. Prima alternativă conduce la conceperea structurilor ca disipative. În mod contrar faţă de structurile nedisipative, care sunt capabile să reziste la seisme în domeniul elastic,, structurile disipative sunt concepute permiţând plastificarea anumitor zone, numite zone disipative. Acestea trebuie să disipeze energia cinetică indusă de cutremur prin intermediul unui comportament histeretic în domeniul plastic. Formarea unor mecanisme de disipare depinde de configuraţia structurală. În plus, părţile concepute ca nedisipative trebuiesc să fie dimensionate de o asemenea manieră încât să reziste efectiv în domeniul elastic; de aceea ele sunt în general supradimensionate în raport cu eforturile maxime care pot fi transmise de părţile disipative. Clasificarea cadrelor disipative principale se face în funcţie de tipul şi natura zonelor disipative, astfel avem: -cadre necontravantuite figura 1 -a

- cadrele contravântuite centric, figura 1-b - cadrele contravântuite excentric, figura 1-c - cadrele contravântuite cu panouri de forfecare, figura 1-d

Figura 1 a - MRF Figura 1 b – Contr. Centrice Figura 1c – Contr. excen

69

Figura 1 d – Panouri de forfecare

Incepind din 1970 s-au proiectat si executat diferite structuri folosind pereti cu panouri de forfecare din otel. Doua dintr-e acestea au fost supuse la cutremure de mare magnitudine comportanduse foarte bine, fara avarii majore. Dealungul anilor 70, pereti de forfecare rigidizati din otel au fost folosite in Japonia si in Statele Unite pentru reabilitari seismice la cladirile vechi cat si la constructia celor noi. In ani 80 si 90, peretii nerigidizati cu panouri de forfecare din otel au fost folosite in US si Canada.

In unele cazuri peretii cu placi de forfecare din otel au fost acoperite cu un strat de beton astfel rezultant o structura compus. Pentru a observa comportarea peretilor din panou de otel sau facut o serie de teste in laboratorele din Statele Unite,Canada si Japonia.

Desi progresu tehnologic de proiectare al acestor structuri este destul de mare,cu exceptia codului Canadian (CCBFC, 1995) , sunt foarte putine prescriptii seismice legate de pereti cu placi de forfecare din otel.

In prezent ,exista informatii in literatura de specialitate cat si in normativele US care pot fi folosite pentru proiectarea seismica a peretilor cu panouri de forfecare din otel. Dar normativele US existente nu ofera valori specifice pentru parametri de proiectare seismice

70

in cazul peretilor de forfecare din otel cum ar fi:factorul de modificare a raspunsului seismic R si factorul de suprarezistenat al sistemului. In ceea ce priveste prescriptiile de proiectare a peretilor de forfecare din otel, aceseta sunt aproape neexistente in normativele US.

Utilizarea sistemelor disipative pentru controlul comportamentului structurilor din otel prezinta o alternativa pentru metodele conventionale de proiectare. Modelul convetional de disipare a energiei seismice in cazul acestor tipuri de structuri se bazeaza pe deformatia elasto-plastica a elementelor structurale din otel. 1.2 Sistem de contravantuire cu panouri de forfecare din otel Tipuri de sisteme In figura 2 sunt prezentate 2 tipuri de panouri de forfecare din otel. Acestea sunt sistemele standard is cele duale. Intr-un sistem standard conexiunea grinda-stalp este una simpla. Prin urmare aceste panouri , in proiectare, sunt considerate singurele elemente rezistente la fortele lateralel. De-alungul anilor s-a demonstrat faptul ca, conexiuniae simpla are capacitate de moment is o comportare mai degraba semi-rigida decat articulat. In sistemele duale exista cadre necontravantuite paralele cu panourile de forfecare sau in planul lor. In acest caz, cadrele necontrvantuite se comporta ca niste sisteme de rezerva pentru sistemele rezistente la fortele laterale.

Figura 2 - a) sistem standard b) sistem dual

Panourile de forfecare pot fi folosite is cu rigidizari. In aplicatiile existente in U.S, in special pentru consolidare seismica, se foloseau panouri rigidizate. Aproape in toate aplicatiile cu panouri din Japonia, conform liteeraturilor existente, se foloseau is rigidizari. Dar in tumpul ultimei decade, un numar tot mai mare de aplicatii folosind panouri de forfecare fara rigidizari au fost folosite in U.S is Canada. In alegerea tipului de panou, proiectantul trebuie sa ia in considerare performanta seismica, cerintele arhitecturale, economia, usurinta de fabricatie, transportul is constructia. Ambele tipuri de panouri, cand sunt proiectate bine, se asteapta la o performanta ridicata. Din punt de vedere economic, panourile nerigidizate sunt mai eficiente pentru ca procesul de sudura a rigidizarilor de panou este una intensa. In schimb, pentru anumite grosimi de palaca, rigidizarile aduc un plus de rezistenta la fortele taietoare.

Comportarea panourilor de forfecare sub actiunea fortei taietoare

71

Figura 3 ne arata schematic variatia rezistentei la actiunea fortei taietoare a panoului de forfecare versus raportul de zveltete. Figurase bazeaza pe informatiile stabilite pentru comportarea grinzii cu inima plina si Specificatiile AISC, dar este aproximativ aplicabil si la panourile de forfecare. In functie de zveltetea panoului, panourile se forfecare se pot clasifica in: compacte, ne-compacte si zvelte.

Figura 3– Regiunile de comportare a panourilor de forfecare

1. Categoria 4, unde zveltetea panoului definita de h/tw este mai mica de p is egal

cu 1.10 kvE / Fyw. Panourile in aceasta categorie se numes compacte. Sub actiunea fortelor taietoare (figura 4 ) panoul de otel intra in curgere inainte de aparitia fenomenului de flambaj. Din punct de vedere economic nu este fezabil is nici necesar proiectarea unui panou de forfecare faracu rigidizari sa se comporte intr-o maniera compacta, plastica is sa aiba raportul h/tw mai mic decat p. Dar se pot proiecta panouri rigidizate care sa dezvolte asemenea conditii.

2. Categoria 2, unde raportul de zveltete este mai mare decat p dar mai mic decat r is este egal cu 1.37 kvE / Fyw. Aceasta categorie se numeste non-compacte. Este de asteptat faptul ca panourile de forfecare in aceasta categorie sa flambeze in timp ce curgerea de forfecare a avut loc deja. In acest caz, forta taietoare de nivel este preluata de componentele orizontale a eforturilor de tensiune si compresiune diagonale (figura 4).

3. Categoria 3, unde panoul de forfecare este foarte zvelt iar raportul este mai mare deacat r. Panourile de forfecare din aceasta categorie flambeaza in elastic.

Panou compact Non-compact si zvelt

Figura 4 – Directia actiunii eforturilor

72

1.3 Capacitatea de forfecare a panourilor de forfecare

Aceasta capacitate poate fi stabilita folosind procedeele urmatoare, acestea find adoptate din Specificatiile AISC pentru grinda cu inima plina din panouri de otel. Capacitatea de forfecare a panourilor, in format LRFD, ØvVn, unde Øv= 0.90 si Vn se determina in felul urmator: A. Pentru panouri de forfecare compacte cand h/tw £1.10 kvE / Fyw

B. For non-compact and slender shear walls when h/tw > 1.10 kvE / Fyw

Unde kveste dat de:

Valoarea coeficientului kv trebuie sa fie 5.0 daca raportul a/h este mai mare de 3.0 sau [260/(h/tw)]2 Cv este dat in AISC(1999) astfel:

Aria Aw in ecuatia de mai sus este aria de forfecare a panoului egal cu dwtw iar Vn este capacitatea de forfecare minima a panoului bazat pe limita de curgere minima specificata. In proiectare urmatoarea conditie trebuie satisfacuta:

unde, V este forta taietoare data de analiza.

73

Dupa proiectarea panoului de forfecare, trebuie calculata o rezistenta la forfecare

Vne folosind aria actuala de forfecare a panoului is limita de curgere a otelului. Rezistenta la forfecare a panoului este mai mare decat rezistenta nominala la forfecare data de ecuatia de mai sus. Motivul principal il constituie fenomenul de ecruisare is faptul ca, in zilele noastre, limita nominala de curgere a otelurilor este in general mai mare decat valorile minime specificate. Capacitatea de forfecare a panoului va fi folosita in proiectarea altor elemente cum sunt conexiunile, grinzile di stalpii. Vne este dat de:

unde, Cpr este un factor introdus de FEMA-350 pentru cadre necontravantuite iar aici este introdus sa sporeasca rezistenta la forfecare a panoului de otel datorita ecruisarii. Materialul ecruisat are limita curgere egala cu media dintre Fy is Fu. Deci, Cpr pate fi scris ca:

Ry este un factor care prezinta o valoare nesigura a lui Fy, AISC prevede pentru panourile de forfecare o valaore de 1.1. 1.4 Capacitatea de incovoiere a panoului de forfecare Cand panoul de forfecare este rigidizat sa ajunga la curgere inainte de flambajul panoului, aceasta poate prelua o parte considerabila din momentul de rasucire. Dar, in panourile de forfecare nerigidizate, momentul de rasucire este preluat de stalpii marginali. 1.5 Proiectarea conexiunii panou grinda si stalp Dupa tipuri de conexiuni a panourilor de forfecare cu stalpii is grinzile marginale sunt aratate in figura 5 .Conexiunea sudata trebuie proiectata astfel incat placile de legatura impreuna cu sudura sa dezvolta rezistenta la forfecare mentionata in sectiunea precedenta Cpr RyVn. Daca sunt folosite suruburi la conexiune, aceastea trebuie sa dezvolte is ele rezistenta la forfecare a panoului. In timpul aplicarii incarcarilor ciclice, suruburile aluneca inaintea intrarii in curgere a campurilor de tensiuni. Dar, asemena alunecare apare la o incarcare mai mare decat incarcarea de serviciu iar nu numai ca nu este ofensiva dar is ajuta la imbunatatirea comportarii seismice. Se recomanda , pana la noi teste, folosirea suruburilor pentru conectarea panoului la elementele de legatura, chiar daca vatul este predominant, iar suruburile sa fie proiectate sa nu alunece la o incarcare din vant mai mica decat 1.2 din cea de serviciu.

74

Figura 5 – Conexiune panou – stalp sau grinda

1.6 Proiectarea grinzilor is stalpilor marginali panoului

Pentru sistemele duale cand grinzile is stalpii fac parte din cadre necontravantuite speciale, conditii speciale trebuie luate in considerare pentru proiectarea grinzilor is stalpilor. Pentru panourile de forfecare standard (ne duale), grinzile is stalpii de legatura trebuie proiectate astfel incat modu lde cedare predominant sa fie ductil is nu fragil. Pentru a obtine acest lucru, trebuie verificate modurile de cedare fragile si sa se asigure ca capacitatea lor este de 1.2 ori capacitatea modurilor de cedare fragile. Grinzile is stalpii trebuie sa satisfaca urmatoarele rapoarte b/t date de Conditiile Seismice AISC:

ecuatia de mai sus este adimensionala is poate fi scrisa ca:

ecuatia de mai sus este adimensionala is poate fi scrisa ca:

SAC Joint Venture sugereaza o limita de 418 / yF pentru conexiuni sudate simple in loc

de 520 / yF dat de AISC. Motivul pentru care s-a ales aceasta limita pentru flambajul inimii grinzilor is stalpilor este datorat faptului ca in sisstemele cu panouri de forfecare discutate, inima grinzi is stalpului face parte din panou is este putin probabil sa flambeze inaintea flambajului panoului. Se recomanda grosimea inimi,i intr-un sistem de panouri nerigidizate, sa fie cel putin grosimea panoului.

75

2 CADRUL SUPUS ANALIZEI

O metoda alternativa de actualitate pentru protectie anti-seismica, este disiparea energiei seismice prin intermediul unor panouri dispuse in interiorul structurii cu acest scop precis. In acest contex in cadrul temei de cercetare este propusa o solutie bazata pe folosirea unui panou de forfecare din otel pentru protectie anti-seismica in cazul unei sructuri metalice in cadre multietajata pe 5 nivele cu 3 deschideri, figura 6a si b.

Figura 6a - Cadru de fronton

Figura 6b - Plan structura metalica

76

Figura 2b prezinta planul structurii metalice in cadre astfel punand in evidenta cadrul curent care va fi analizat. Pe acest cadru de fronton va fi aplicata influenta cadrelor adiacente care se descarca prin intermediul grinzilor secundare (forte nodale). Materiale: S355 pentru profile S235 pentru placi Incarcari

Permanenta: 1.55 1.7 2.4 7.83 /2

p kN m= ⋅ + ⋅ =

Utila: (1 4)1.53 2.25 /2nivq kN m− = ⋅ = - pentru nivele 1-4

51.52 1.5 /2nivq kN m= ⋅ = - pentru ultimul nivel

Nodale: int 4.5 1.5 (5 3) 54N kN= ⋅ ⋅ + = - pentru nivele 1-4

54 272extN kN= =

int 4.5 1.5 (5 2) 47.25N kN= ⋅ ⋅ + = - pentru ultimul nivel

47.25 23.6252extN kN= =

Seism: pozitie geografica Bucuresti Normativul P100 (fig 7) nu prevede valoare pentru factorul de comportare q pentru panouri de otel. Din aceasta cauza am ales un q corespunzator cadrului cu comportari cele mai similare panourilor din otel pentru protectie anti-seismica, q = 4.8 .

Figura 7 - Factor de comportare q

Spectrul elastic (grafic 1) ales este cel cu perioada de colt Tc =1.6s deoarece corespunde characteristicilor de seismicitate pentru zona Bucuresti, astfel obtinanduse spectrul de proiectare (redus cu factorul de comportare q=4.8) folosit in analiza, grafic 2 (fisier excel).

77

Graficul 1 - Spectru normalizat de raspuns elastic

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 1 2 3 4 5 6

Graficul 2 - Spectru de proiectare

Combinatii de incarcari Fundamental - SLU - 1.35 P + 1.5 Q SLS - 1 P + 1 Q Special - SLU - 1 P + 0.4 Q + 1 E (disipativ) 1 P + 0.4 Q + 1.1 γov Ω E (nedisipativ) SLS - 1 P + 0.4 Q + ν q E (ν = 0.4) Valoarea lui 1.1 γov Ω din Anexa F a normativului P100-2006 pentru cadre duale formate din cadre necontravantuite si cele contravantuite centric este de 2.0 . 3. EVALUAREA PE CRITERII DE PERFORMANTA A CADRULUI NEECHIPAT CU PANOURI DISIPATIVE Pentru echiparea structurii cu panouri disipative am folosit elemente aditionale in vederea prinderii acestora la partea interioara. Tot cu acest scop au fost introduse 2 grinzi secundare in vederea reducerii ochilui de placa initial de 1x2.4 la 1x0.8.

78

Figura 8 – Structura analizata element prindere grinda secundare In figura 8 este prezentat modelul 3D a cadrului analizat cat si un detaliu de nivel in zona ochiurilor destinate panourilor de forfecare. In urma dimensionarii, cu ajutorul porgramului de calcul sap2000 la combinatia de incarcari cea mai defavorabila (SLU special ) au rezultat urmatoarele sectiuni:

- IPE 360 pentru cadrul MRF,nivelele 1 is 2 - IPE 330 pentru cadrul MRF,nivelele 3 is 4 - IPE 300 pentru cadrul MRF, ultimul nivel si cadru interior - HEB 200 pentru toti stalpii marginali si interiori nivel 1HEB 160 la primul

nivel, - HEB 160 la cadru interior, nivel 1 is 2, (pentru prinderea placilor de forfecare) - HEA 140 la nivele ramase. - IPE 160 la cadrul interior,

Verificare s-a facut conform Eurocode 3:

Rigla - forta taietoare gruparea SLU fundamental

- moment incovoietor Stalp - forta axiala gruparea SLU fundamental - flambaj Pentru a arata cat mai bine comportarea structurii in domeniul plastic s-au facut doua analiza neliniare de tip push-over si time-history in Sap2000 si o analiza neliniara in Ansys.

79

SAP2000

Push-over

Curba de mai jos (grafic 3) prezinta o comportare liniara elastica pana la o forta de 800 kN dupa care intra in plastic si materialul incepe sa curga, deplasarea fiind 170 mm. In timp ce forta creste structura continua sa se deplaseze pana la 392 mm unde atinge forta maxima de 970 kN. In acest moment apar instabilitatile reducanduse rezistenta.

Grafic 3 - Curba forta vs deplasare

Time-history Pentru analiza neliniara dinamica incrementala de tip time-history (TH) s-a folosit accelerograma scalata Vrancea din 1977 furnizata de INCERC Bucuresti, componenta N-S, avand valoarea maxima a aceeleratiei PGA=0.19g (grafic 4).

Accelerograma vrancea77

-3

-2

-1

0

1

2

3

0 1000 2000 3000 4000 5000

Grafic 4 - Vrancea77

Determinarea raspunsului strcturi la analiza dinamica incrementala sa facut pentru valorile ale multiplicatorului acceleratiei lambda de la 0.2 la 2.0. In acest context avem 3 nivelecriterii de performanta:

- starea limita de sercviciu (SLS) - λ=0.4 - starea limita ultima (SLU) - λ=1.0

80

- starea de prevenire a colapsului (CLPS) - λ=1.22

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06

drift

lambdaDrift pozitiv

Drift negativ

Graficul 5 – Deplasarea relativa de nivel

In tabelul 1 sunt puse in evidenta deplasarile relative de nivel la cele trei nivele de performanta

Criteri de drift rel

poz drift rel

neg lambda P100 Fema performanta 0 0 0

0.002823 0.004570 0.2 SLS 0.005647 0.009140 0.4 Nu art.

0.008470 0.013710 0.6 0.011293 0.018689 0.8 1 art.

SLU 0.014023 0.023934 1.0 2.50% 1.50% CLPS 0.017315 0.033056 1.2 nu prevede 2.00%

0.021424 0.039160 1.4 0.029470 0.043258 1.6 0.038370 0.049678 1.8 0.048633 0.054943 2.0

Tabel 1 – Deplasare relativa de nivel Dupa cum se observa si din tabel, numai deplasarea relativa pozitiva indeplineste conditiile limita impuse de normele P100 si FEMA la cele trei nivele de performanta. ANSYS

In continuare s-a trecut la analiza neliniara baza pe zone platice in porgramul de calucul Ansys. Avand aceeasi structura cu aceeasi stare de incarcari distribuite si nodale impreuna cu o forta laterala de Fb=1500 kN distribuita linira pe inaltime s-au obtinut urmatoarele deplasari (figura 9).

81

Figura 9 – Deplasarile laterale

Dupa cum se observa in graficul 6 este prezentat curba forta – deplasare a cadrului neechipat cu panouri de forfecare. Structura se deplaseaza sub actiunea fortei laterale pana la forta maxima de 900 kN moment in care intra in curgere.

Grafic 6 – Forta vs deplasare 4. EVALUAREA CADRULUI ECHIPAT CU PANOURI DISIPATIVE Utilizarea sistemelor disipative pentru controlul comportamentului structurilor din otel prezinta o alternativa pentru metodele conventionale de proiectare. Modelul convetional de disipare a energiei seismice in cazul acestor tipuri de structuri se bazeaza pe deformatia elasto-plastica a elementelor structurale din otel. O metoda alternativa, care este de actualitate, este prin disiparea energiei seismice prin intermediul unor panouri dispuse in interiorul structurii cu acest scop precis. In acest context am echipat cadrulstructura inainte analizat cu panouri de forfecare din otel in vederea obtinerii de performante imbunatatite (figura 10) .

82

Figura10– Cadru echipat cu panouri de forfecare

In figura 11 sunt prezentate deplasarile nodurilor structurii. Dupa cum se poate observa deplasarea maxima de la ultimul nivel este de 97 mm. Deci echiparea cadrului cu panourile de forfecare din otel aduce o imbunatatire din punt de vedere a deplasari cu 35% (in acest caz).

Figura 11 – Deplasarile cadrului

Figura 12 prezinta starea de tensiuni prncipale, in special in panourile de forfecare. Dupa cum se vede tesiunea maxima apare in colturile panoului si este in jurul limitei de curgere a otelului S355. Prezinta o directie in diagonala rezutand un panou de forfecare non-compact sau zvelt.

83

Figura 12 – Tensiunile principale in panourile de otel

Figura 13 – Forta taietoare in panouri

In graficul 7 de mai jos sunt puse in evidenta cele doua curbe forta – deplasare ale celor doua cazuri: cadru simplu (curba neagra) si cel echipat cu panouri de forfecare (curba rosie). Din grafic se observa o crestere a fortei maxime laterale a cadrului echipat cu panouri Fmax=1110 kN fata de cadrul neechipat Fmax=960 kN.

84

Grafic 7 – Cadru cu panouri

6. DEFINIREA MODELULUI EXPERIMENTAL : CADRU PORTAL ECHIPAT CU PANOURI DE FORFECARE DISIPATIVE

Pentru dovedirea eficacitati sistemului in cadre echipate cu panouri de otel, se vor efectua , in laboratorul CEMSIG al UPT, incercari experimentale, considerand diferite tipopogi de cadre echipate cu panouri de otel, atat in regim monoton cat si ciclic. Aceste incercari experimentale vor sta la baza realizării unor modele de calibrare astfel incat parametri rezultati sa permita un studiu variat pentru validarea soluţiilor . In acest scop se extrage un cadru portal din structura mentionata pentru analiza experimentala (figura 14). Iar in figura 15 este prezentat standul experimental care urmeaza a fi folosit in acesta analiza.

Figura 14 – Cadru portal experimentat

85

Figura 15 - Stand experimental

Pe baza rezultatelor obtinute din incercarile experimentale se vor efectua analize pe baza de criterii de performanta pentru punerea la punct a unor prescriptii si a unor metode de proiectare a structurilor folosind panouri disipative.

86

DEFINIREA PROGRAMULUI EXPERIMENTAL PENTRU SITEME CU CONTRAVANTUIRI CENTRICE ECHIPATE CU DISIPATORI CE

LUCREAZA PRIN FRECARE

Drd.Ing. Filip Vacarescu Norin

1. INTRODUCERE Sistemul static al structurii de rezistenta al unei cladiri cu mai multe etaje reprezinta in toate alternativele de alcatuire un sistem spatial, capabil sa preia si sa transmita fundatiilor efectul incarcarilor verticale, greutatea proprie, incarcarea utila si efectul fortelor orizontale care actioneaza asupra cladirii din actiunea vantului si incarcarea seismica. Efectul de lucru spatial este asigurat atat prin caracterul legaturilor dintre elementele componente, stalpi si rigle si eventualele contravantuiri verticale sau sub forma unor diafragme din beton armat, cat si prin planseele fiecarui etaj care formeaza saibe orizontale in structura spatiala si care au o mare rigiditate in planul lor. Structurile in cadre metalice se pot clasifica in general in 3 tipuri in functie de modul in care rezista la actiunea fortelor laterale: - cadre necontravantuite (cu noduri rigide) (MRF) - cadre contravantuite centric (CBF) - cadre cu contravantuiri excentrice (EBF) Pentru o proiectara optimala a acestor structuri trebuie gasit un compromis intre cerintele structurale de rezistenta, rigiditate si ductilitate si cerintele arhitecturale.

Pentru verificările la stările limită ultime, metodele de dimensionare a structurilor situate în zonele seismice pot conduce la două concepte diferite, care conduc la urmatoarele tipuri de proiectare a structurilor :

- structuri disipative

- structuri izolate de acţiunea seismică.

- structuri cu amortizare suplimentara

Pentru structurile izolate de actiunea seismica si cele cu amortizare suplimentara structura este conceputa pentru a evita intrarea in domeniul plastic prin dispunerea unor dispozitive care pot absorbi energia seismica si pot modifica perioada proprie de vibratie a structurii pana la niste valori favorabile ale comportamentului global.

Prima alternative cea de structuri ductile duce la conceperea structurilor dissipative. Contrar structurilor nedisipative, care pot rezista unui seism doar prin comportare elastica, structurile disipativesunt calculate şi proiectate astfel încât ele să permită plastificarea anumitor zone, denumite şi zone disipative. Acestea au rolul de a disipa energia cinetică indusă de mişcarea seismică prin intermediul unui comportament histeretic în domeniul plastic. Partile structurale concepute ca fiind nedisipative trebuie dimensionate in asa fel ca ele sa ramana in domeniul elastic.

Cadrele dissipative se pot clasifica in functie de tipul si natura zonelor dissipative.Astfel putem mentiona aici 3 categorii :

- cadre contravantuite centric Fig.:a,b,d

- cadre contravantuite excentric Fig.:c

- cadre necontravantuite Fig.: e

87

a. b. c. d. e.

Pentru cadrele contravantuite centric zonele disipative sunt in contravantuirile supuse la intindere , cele supuse la compresiune sufera fenomenul de flambaj. Performantele disipative a acestui sistem de contravantuire sunt limitate datorita flambajului repetat ce duce la o degradarea a comportarii ciclice odata cu crestera numarului de cicluri. Obiectul cercetarii este de a analiza performantele cadrelor contravantuite centric si imbunatatirea performantelor acestora prin dispunerea de amortizori pe contravantuiri. 2. CADRUL SUPUS ANALIZEI Modelul folosit in analiza provine dintr-o structura spatiala cu 3x3 deschideri prezentat in Figura 1. Fig.1

Pentru analiza am lucrat cu un cadru plan de tip dual MRF + CBF pe 5 nivele cu inaltime de etaj de 2.4 m Figura 2.

88

Fig.2 Cadru plan Dimensionarea cadrului s-a facut in conformitate cu Standardele de proiectare romanesti iar pentru dimensionarea in

combinatii speciale s-a folosit ca referinta P100/2006.Spectrul folosit este cel caracteristic pentru Bucuresti (Figura4). Pentru o prima iteratie s-a folosit un factor de reducere a actiunii seismice de q = 2.5 . Fig.4 Spectrul elastic normalizat Elementele disipative (contravantuirile) au fost dimensionate din combinatia de incarcari G + E + 0.4Q iar cele nedisipative ( riglele si stalpii cadrului central ) au fost dimensionate din combinatia de incarcari G + ΩE +0.4Q. unde pentru o analiza simplificata valorile Ω au fost alese din Tabel.1 (conform P100-1/2006 ).

Tabel 1.Valori ale produsului 1.1 γ Ω Dimensiunea finala a elementelor este prezentata in Figura 3.

89

Figura 3.Dimensionare elemente

3. EVALUAREA PE CRITERII DE PERFORMANTA A CADRULUI ANALIZAT Pentru determinarea raspunsului structurii la incarcari seismice s-a realizat o analiza dinamica (time-history) neliniara folosind accelerograma cutremurului Vrancea 1977 , inregistrarea INCERC Bucuresti , componenta NS, PGA= 0.19g , Tc = 1.36 sec .Accelerograma a fost scalata astfel ca spectrul inregistrarii seismice sa fie apropiat de spectrul elastic de proiectare .

S-a folosit o analiza incrementala dinamica la diferite nivele de acceleratie ( λ = 0.2-1.6 din valoare acceleratiei de proiectare ag= 0.24g ) urmarindu-se mecanismul de formare a articulatiilor plastice, deplasarea relative de nivel si valorile rotirilor plastice in grinzi si contravantuiri valori comparate cu valorile admise conform unei dimensionari bazate pe criterii de performanta avand la baza normativul P100 si documentul FEMA.

90

Verificarea conditiilor se face la 3 stari limita : - SLS λ =0.4 - SLU λ =1.0 - CPLS λ =1.22 Valorile deplasarilor relative de nivel au fost reprezentate grafic in functie de multiplicatorul de acceleratie Figura 5.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04

Drift +Drift -

Figura 5.Deplasarea relativa de nivel

Prima articulatie plastica apare la un multiplicator λ=0.8 din valoarea accelerogramei si este localizata in contravantuiri . Acest lucru arata ca nu exista deplasari remanente de nivel la acceleratii corespunzatoare SLS (λ=0.4). In plus deplasarile relative de nivel au valoarea maxima 0.0041. Aceasta valoare este mai mica decat 0.008 impusa de normativul P100 pentru satisfacerea cerintelor la SLS valoare ce este in concordanta cu documentul FEMA care da 0.5% pentru cadrele contravantuite . Pentru verificarea la SLU se verifica rezistenta elementelor conform P100 si in plus se verifica deplasarea relativa care trebuie sa fie mai mica decat 2.5% conform P100 o valoare care este insa un pic cam mare.Documentul FEMA da o valoare restrictiva de 1.5% pentru cadrele contravantuite. si 2.5% pentru cadrele necontravantuite . La prevenirea colapsului standardul romanesc nu ofera prevederi suplimentare pentru CPLS consideranduse indeplinirea cerintelor daca sunt indeplinite prescriptiile de la SLU . FEMA recomanda valoarea de 2.0% pentru cadre contravantuite si de 5 % pentru cele necontravantuite .In plus la prevenirea colapsului se verifica capacitatea de rotire a elementelor care trebuie sa fie mai mica decat 0.035 radiani in grinzile MRF . 4. SISTEMUL DE CONSOLIDARE – AMORTIZORI PE BAZA DE FRECARE O solutie moderna pentru reducerea raspunsului la actiunea seismica o reprezinta cresterea amortizarii structurii.In acest scop se pot identifica mai multe metode dezvoltate pe plan mondial ce urmaresc realizarea acestei cresteri a amortizarii ce duce la o imbunatatire

91

semnificativa a raspunsului structurilor situate in zone seismice.Aceste metode au fost studiate atat pentru a fi aplicate la cladiri noi dar si pentru a putea fi utilizate pentru a imbunatatii performantele seismice a cladirilor deja existente.Schimbarea proprietatilor dinamice ale structurii se poate face prin mai multe metode cum ar fi : - Metoda de izolare a bazei sau folosirea unor amortizori de masa acordata - Utilizarea contravantuirilor in diferite geometrii cu diferite modalitati de disipare a energiei Fig.5 - Utilizarea panourilor metalice de forfecare

Figura 5.

Disipatorii pe baza de frecare sunt dispozitive histeretice care disipeaza energie prin intermediul frecarii dintre 2 sau mai multe suprafete de alunecare.Astfel introducerea disipatorilor cu frecare pentru o amortizare suplimentara reduce semnificativ actiunea fortelor laterale de inertie cat si amplitudinea vibratilor.Performantele lor sunt stabile si repetabile.Acestia prezinta curbe histeretice largi de forma rectangulara si se pot folosi atat in sisteme pasive cat si in sisteme semi active de control si amortizare. Cateva exemple de alcatuire si adaptare la sisteme de contravantuiri se dau in figura de mai jos:

92

La noi in tara sunt putine exemplele de cladiri unde s-au utilizat dispozitive de amortizare.Un exemplu ar fi consolidarea corpului B din complexul administrativ NAVROM in solutia SERB-SITON prin controlul , limitarea si amortizarea miscarilor seismice .Aceasta este prima aplicatie industriala in domeniul constructiilor civile a acestei solutii de consolidare care se refera la controlul, limitarea si amortizarea miscarii cladirii din punct de vedere seismic.Aceasta sa realizat cu ajutorul unor dispozitive mecanice tip SERB montate in contravantuiri dispozitive de amortizare pe baza de frecare.Utilizarea cotravantuiriilor telescopice permite pastrarea flexibilitatii cladirii la deformatii mici si medii ceea ce asigura transmiterea actiunii seismice de la terenul de fundare cu forte relativ mici precum si disiparea energiei seismice la deformatii mici ale cladirii fara aparitia de articulatii plastice.Dispozitivele SERB si caracteristicile lor pot fi urmarite in figurile de mai jos :

-3 -2 -1 0 1 2 3

-100

-50

0

50

100

d l [ ]

depl./ amort. ±3mm/ 77% ±2.5mm/ 79% ±2.2mm/ 86% ±1.7mm/ 93% ±1.5mm/ 92%

Dispozitiv SERB 194 – 3 încercat la IMS al Academiei Române

Încercări experimentale, caracteristica de histerezis şi produse

Dispozitivele nu au limita inferioara de functionare, ele au amortizare la orice deformatie dx diferita de 0. Deformarea maxima la dispozitivul de capacitate medie de 100t este de +/- 15 mm (care asigura o deplasare relativa de nivel de 0.5%) iar cel de 150t este de +/-20mm .Urmatoarele valori ale rigiditatii au fost propuse pt analiza K1 = (20-60)x10**6 pentru o deformatie cuprinsa intre 0-2 mm si K2 = (120-480)x10 **6 N/m pentru o deformatie de 2-15 mm si o capacitate de amortizare c = (3.5-20)x 10**5

93

5. EVALUAREA CADRULUI CONSOLIDAT Pentru analiza cu amortizori contravantuirile cadrului central au fost inlocuite cu elemente de tip link care trebuie sa modeleze comportarea amortizorilor reali. Amortizorii folositi sunt de productie autohtona sunt dispozitive de tip SERB-B-194C cu caracteristica histeretica furnizata de producator pe baza incercarilor experimentale prezentata in Figura 6.

Figura 6.

Problema determinanta este de modelare a acestei comportari histeretice a elementului de tip link in programul de calcul folosit pentru a avea o prima estimare a comportarii structurii dotate cu asemenea dipozitive.Dispozitivele au amortizare la orice deformatie dx diferita de 0.Deformatia maxima la dispozitivul de capoacitate medie de 100t este de +/- 15 mm. Programul SAP2000 ne pune la dispozitie 3 tipuri de comportare histeretica de tip Kinematic (Fig.7), Takeda (Fig.8) si Pivot (Fig.9).

Fig.7

94

Fig.8

Fig. 9 Primele doua curbe de tip Kinematic si Takeda au fost folosite pentru a se incerca aproximarea curbei furnizate de producator. In realitate dispozitivele sunt legate la baza contravantuirilor dar pentru analiza in cauza intreaga comtravantuire a fost inlocuita folosind o rigiditate echivalenta Kech rezultata din legarea in serie a celor doua elemente cu rigiditatile corespunzatoare. S-au facut analize consecutive de tip push over cu controlul deplasarii la +/- 2, +/- 4, +/- 6.Rezultatele sunt prezentate grafic in termeni de Forta-deplasare dupa cum urmeaza :

95

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

-8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8

KinematicSERB

Fig.10 :Comportarea de tip Kinematic a elementului link

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

-8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10

TAKEDASERB

Fig.11 : Comportarea de tip Takeda a elementului

Cea mai buna aproximare a ariei determinata de curba de control SERB este realizata prin folosirea unei comportari de tip Takeda .Aceasta comportare a fost folosita in continuarea analizei pe cadrul plan prezentat anterior.Caracteristica principala urmarita a fost din nou deplasarea relativa de nivel reprezentata grafic in Figura 12 in comparatie cu driftul obtinut in cazul contravantuirilor .

96

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04

Dift +Drift -

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04

Drift +Drift -

Figura 12 Drift-ul de nivel pentru comportare Takeda (sus) vs. drift-ul fara dispozitive de

amortizare (jos). Pentru o alta comparatie am folosit si o comportarea de tip Kinematic (Figura 13) standard care cuprinde in aria ei aria graficului forta deplasare furnizata de producator.

97

-800

-600

-400

-200

0

200

400

600

800

-8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8 10

KinematicSERB

Figura 13 Comportare de tip Kinematic

Folosind aceasta comportare a elementelor link analiza a fost reluata deplasarea relativa de nivel fiind comparata din nou cu cea obtinuta fara dispozitivele de amortizare .Fig14

Fig.14

Comparand curbele de drift in cele doua configuratii structurale se poate observa ca ele sunt aproximativ asemanatoare ca si forma.Acest lucru arata ca modelarea comportarii structurii dotate cu sisteme de amortizare prin elemente de tip link poate fi folosita pentru studierea comportarii structurii.Aceasta modelare poate fi folosita deci in continuare in evaluarea performantelor structurilor supuse la incarcari seismice in diferite configuratii structurale si forme ale accelero-gramelor.Urmarind valorile deplasarilor relative de nivel se observa valori

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.005 0.01 0.015 0.02 0.025 0.03 0.035 0.04

Dift +Drift -

98

apropiate atat in cazul cu comportare de tip Kinematic cat si in cel cu comportare de tip Takeda. Pentru valori mici ale multiplicatorului nu se observa diferente semnificative intre cele doua modele cu si fara disipatori cu deplasarea relativa de nivel un pic mai mare in cazul celor cu amortizori datorita unei rigiditati mai reduse.Avantajul disipatorilor apare la valori mari ale perioadei ( pentru un multiplicator de peste 1.4) cand structura cu contravantuiri ajunge la cedare.Structura care a fost modelata cu disipatori inregistraza deformatii mai mici si se evita cedarea.Figura 15 Folosirea amortizorilor duce la imbunatatirea calitatilor ductile a structurii evitand o cedare fragila a structurii.

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1

DisipatoriCBF

Aceste dispozitive SERB au fost insa gandite pentru a functiona la o perioada de peste 1.5 sec .Avantajul este ca pot reda o reducere prestabilita a deplasarii daca sunt calibrate corect.Se poate observa reducerea drift-ului in Fig 14 pentru valori de peste 1.2 a multiplicatorului acceleratiei adica peste perioada inregistrarii vrancea 77 folosite de 1.36. Problema apare in modelarea cat mai exacta a comportarii elementelor link pentru a modela cat mai exact comportarea reala cu intarire de rigiditate .Aceasta modelare face obiectul studiilor ce se vor desfasura in continuare cu scopul de a putea calibra si modela pe viitor dispozitivele de amortizare adaptandu-le cat mai bine la structura in cauza si urmarind niste criterii de performanta prestabilite. 6. Definirea modelului experimental Modelarea experimentala este un pas necesar pentru validarea modelelor numerice si pentru a urmari comportarea disipatorilor pe baza de frecare intr-un cadru prestabilit .Pentru incercarile experimentale se va extrage cadrul parter din cadrul curent (Fig 14 ). Cadrul urmeaza sa fie incercat atat in configuratie clasica ( cu contravantuiri centrice ) dar si in varianta consolidata cu dispozitivele de amortizare montate la baza contravantuirilor :

99

100

Cadru experimental in varianta clasica Cadrul de baza urmeaza sa fie incercat atat in regim monoton si ciclic pentru a determina deformatiile maxime ce duc la cedarea elementelor si fortele maxime induse in cadru .Aceste incercari vor fi urmate de incercari ciclice urmarind modul de cedare si deformatiile cadrului in varianta sa normala . In aceeiasi maniera se va proceda la analizarea cadrului dotat cu dispozitive de amortizare , eventual in mai multe configuratii cea de baza cu dispozitivele de amortizare amplasate la baza contravantuirii fiind prezentata mai jos : Cadru experimental in o varianta cu amortizori la baza contravantuirilor Cadrul experimental va fi asezat pe un cadru existent in configuratia lui actuala in laboratorul de incercari .Pentru aplicarea fortelor laterale se vor folosi actuatorii din dotare care vor fi atasati la partea superioara a cadrului.Un tip de dispunere a amortizorilor se poate vedea in figurile de mai jos :

Pentru fiecare configuratie a cadrului incercarile vor fi precedate de incercari pe cadrele in varianta fara dispozitive de amortizare.Fiecare din cele 3 variante se vor incerca in regim monoton si in regim ciclic pentru a determina parametrii initiali.Cele 3 variante de dispunere a amortizorilor vor fi incercate numai in regim ciclic fiind la randul lor precedate de incercari separate pe dispozitivele de amortizare.Se propun doua variante de amortizori cu proprietati diferite ce vor fi incercati cu presa INSTRON din dotarea laboratorului CMMC acestia urmand sa fie apoi montati pe cadrele experimentale in configuratiile amintite mai sus. Standul experimental existent in laboratorul CEMSIG (CMMC) urmeaza a fi adaptat pentru incercarile cadrului contravantuit centric dotat cu disipatori .Standul poate fi vazut mai jos asa cum a fost el folosit la incercari anterioare:

101

Stand experimental

Se va dezvolta pe baza incercarilor un model de calcul analitic si determinarea curbelor histeretice de comportare.

102

Aceste curbe de comportare vor fi comparate cu cele obtinute din simularile numerice realizate in prima etapa a cercetarii. Pe baza parametrilor obtinuti si a comportarii modelului experimental se vor efectua analize pe baza de criterii de performanta pentru punerea la punct a unor prescriptii si a unor metode de proiectare a structurilor.

103

Indicatori de rezultat generali si specifici

Indicatori generali:

________________________________________________________________________________ | Indicatori de | Denumirea indicatorilor | UM | | rezultat | | | | |_________________________________________________|_______| | | 1. Număr de produse şi tehnologii rezultate din | Nr. | | | activitatea de cercetare, bazate pe brevete, | | | | omologări sau inovaţii proprii. |0 | | |_________________________________________________|_______| | | 2. Număr de cereri de brevete depuse în urma | Nr. | | | proiectelor | | | | din care: | | | | a) Naţionale |1 | | | b) EPO (Europa) |0 | | | c) USPTO (SUA) |0 | | | d) Triadice (Europa, SUA, Japonia) |0 | | |_________________________________________________|_______| | | 3. Număr de cereri de brevete acordate (în urma | Nr. | | | proiectelor) | | | | din care: | | | | a) Naţionale |2 | | | b) EPO |0 | | | c) USPTO |0 | | | d) Triadice |0 | | |_________________________________________________|_______| | | 4. Număr de articole publicate în urma | Nr. | | | proiectelor, | | | | din care: | | | | a) în reviste indexate ISI |0 | | | b) în reviste indexate în alte baze de date | | | | internaţionale recunoscute |0 | | |_________________________________________________|_______| | | 5. Număr de articole acceptate spre publicare în| Nr. | | | urma proiectelor, | | | | din care: | | | | a) în reviste indexate ISI |0 | | | b) în reviste indexate în alte baze de date | | | | internaţionale recunoscute |0 | | |_________________________________________________|_______| | | 6. Număr de produse transferabile |0 | | |_________________________________________________|_______| | | 7. Număr de studii de necesitate publică | Nr. | | | din care: | | | | a) de interes naţional |1 | | | b) de interes regional |0 | | | c) de interes local |0 | | |_________________________________________________|_______| | | 8. Număr de IMM participante |50 % | | |_________________________________________________|_______| | | 9. Ponderea contribuţiei financiare private pe |6 % | | | proiecte din care contribuţie financiară directă| | | |_________________________________________________|_______| | | 10. Numărul mediu de poziţii echivalente cu | Nr. | | | normă întreagă pe proiect, din care: | | | | a) doctoranzi |5 | | | b) postdoctorat |15 | | |_________________________________________________|_______| | | 11. Mobilităţi | Lună | | | din care internaţionale | x-om | | |_________________________________________________|_______|

104

| | 12. Valoarea investiţiilor în echipamente |Mii RON| | | pentru proiecte |56 | | |_________________________________________________|_______| | | 13. Rata de succes în depunerile de proiecte |20 % | | |_________________________________________________|_______| | | 14. Număr reţele de cercetare susţinute | Nr. | |____________________|_________________________________________________|2 _____|

Indicatorii specifici fiecarei directii de cercetare:

Directia de cercetare

Denumirea indicatorului Numarul Informatii despre indicator

DC 1 Tehnologiile societăţii informaţionale

Nr. de tehnologii IT performante Nr. tehnologii suport pentru comunicatii; Nr. metode/sisteme de inteligenta

artificiala; Nr. produse nanoelectronice si fotonice; Nr.nano- si microsisteme

DC 2: Energie

Nr.concepte de utilizare de noi surse energetice

Nr. de tehnologii de reducere a pretului in domeniul energetic

Nr. de tehnologii/produse in domeniul securitatii energetice

DC 3: Mediu

Nr. de sisteme şi tehnologii energetice durabile

Nr. de tehnologii curate de produs si proces pentru reducerea poluării mediului (green chemistry) Din care: in transporturi

Nr.de tehnologii eco-eficiente de valorificare a deseurilor;

Nr.concepte si tehnologii de consolidare a diversitatii biologice si ecologice;

Nr. de metode si solutii tehnice in domeniul amenajarii teritoriului

0 0 0 0 0 0

DC 4:Sănătate

Nr.concepte/studii ale mecanismelor de adaptare ale organismului;

Nr. metode pe baze moderne de investigatie in medicina;

Nr. terapii moderne; Nr. de metode de preventie si interventionale la nivel naţional, arondate la spaţiul european de operare

DC 5: Agricultura, securitatea şi siguranţa alimentară

Nr. de produse corespunzătoare principiilor dezvoltării durabile şi securităţii alimentare, inclusiv alimente funcţionale;

Nr. de metodologii de detectare a reziduurilor şi contaminanţilor din întreg lanţul alimentar

DC 6: Biotehnologii

Nr.de medicamente noi; Nr.protocoale de diagnostic şi tratamente

medicale; Nr.de tehnologii pentru producţia de

alimente cu siguranţă maximă asupra sănătăţii umane;

Nr.de tehnologii avansate in domeniul • produselor farmaceutice;

105

• grupurilor biocatalitice; • noi enzime şi microorganisme

Nr. de sisteme bioinformatice DC 7: Materiale, procese şi produse inovative

Nr. de materiale avansate Nr.de tehnologii de reciclare a materialelor

avansate Nr. de tehnologii avansate de conducere a

proceselor industriale Nr. de tehnologii şi produse mecanice de

înaltă precizie şi sisteme mecatronice Nr. de tehnologii nucleare Nr. de produse şi tehnologii inovative

destinate transporturilor şi producţiei de automobile

DC 8:Spaţiu şi securitate

Nr. de aplicaţii spaţiale integrate Nr. de tehnici aeronautice Nr. de tehnologii aerospaţiale Nr. de tehnici pentru securitate

DC 9:Cercetări socio-economice şi umaniste

Nr. de noi metode manageriale, de marketing şi dezvoltare antreprenorială;

Nr. de studii referitoare la calitatea educatiei si a ocuparii;

Nr. de studii referitoare la capitalul uman, cultural şi social;

Nr.de tehnici de conservare a patrimoniului

Nota: La completarea acestor indicatori se va tine seama de directia de cercetare si de obiectiectivele proiectului. Acesti indicatori se vor completa acolo unde este cazul.

Cod: PO-04-Ed2-R0-F5