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COSTRUZIONI METALLICHEIN ZONA SISMICA – PARTE IIICOSTRUZIONI METALLICHEIN ZONA SISMICA – PARTE III

1

CORSO DI COSTRUZIONI METALLICHE a.a. 2013/2014Prof. F. BontempiIng. F. Petrini – StroNGER s.r.l,.Ing. P. E. Sebastiani – Sapienza Università di Roma

www.francobontempi.org

PROGETTAZIONE SISMICA - BASI

FILOSOFIEDI PROGETTO

TRADIZIONALE(Stati limite)

INNOVATIVA(Performance Based

Design)

Comportamento dissipativo

Comportamento non dissipativo

A differenza dei metodi tradizionali di progettazione, nella progettazione prestazionale (Performance-BasedDesign – PBD), ci si basa come regola generale, solo sul soddisfacimento di criteri generali di prestazione. Ilprogettista ha totale libertà nel selezionare il sistema strutturale più adeguato, affinché per specificati livelli diintensità del sisma il danno possa essere contenuto entro limiti prefissati

Comportamento dissipativo

Comportamento non dissipativo

In collaborazione con: P.E. Sebastiani

IMPORTANZA DEL COMPORTAMENTO DISSIPATIVO NEL METODO

TRADIZIONALE

Per struttura con comportamento dissipativo si intende una struttura concepita in manieratale da avere elementi strutturali o parti di elementi strutturali in grado di dissipare partedell’energia sismica mediante cicli di deformazione inelastica.

Sotto l’azione del sisma vi saranno dunque elementi progettati per fornire uncomportamento plastico ed altri progettati per un comportamento di tipo elastico.

Il comportamento dissipativo

Costruzioni d’acciaio per le NTC2008

PROGETTAZIONE SISMICA - BASI

PROGETTAZIONE SISMICA – BASI- abbattimento della energia




0.000

0.050

0.100

0.150

0.200

0.250

0.300

0.350

0.000 0.500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 4.500

Se [g

]

Periodo T [s]SLV SLD

Abbattimento dell’energia “sentita” dalla struttura

Nella progettazione classica la dissipazione avviene per plasticizzazione di zone (elementi) dedicate della struttura. Siccome tale dissipazione avviene per isteresi, le parti dissipative devono avere una opportuna duttilità

PROGETTAZIONE SISMICA – BASI- abbattimento della energia




0.000

0.050

0.100

0.150

0.200

0.250

0.300

0.350

0.000 0.500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 4.500

Se [g

]

Periodo T [s]SLV SLD

Abbattimento dell’energia “sentita” dalla struttura

Nella progettazione classica la dissipazione avviene per plasticizzazione di zone (elementi) dedicate della struttura. Siccome tale dissipazione avviene per isteresi, le parti dissipative devono avere una opportuna duttilità

Posso utilizzare il pushover per quantificare il coefficiente di

abbattimento opportuno

Non linearità di materiale- quantificazione del coef ficiente q

Posso utilizzare il pushover per quantificare il coefficiente di

abbattimento opportuno

DM 2008

In collaborazione con: P.E. Sebastiani

ρ1=αu/ α1 è detto coefficiente di ridistrib plasticaqμ= αe/ αu =δu/ δy= μ per similitudine tra triangoli

PROGETTAZIONE SISMICA – CASO DELLE STRUTTURE IN ACCIAIO – requisiti per il conseguimento della duttilità

A livello di sistema Si deve progettare il sistema strutturale in modo da permettere, prima del collasso, la plasticizzazione de «la maggior parte possibile» di struttura. Esempi: a) strutture a telaio� prima della plasticizzazione delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi; b) strutture con controventi � prima della plasticizz. Delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi e tutti i controventi

A livello di sistema Si deve progettare il sistema strutturale in modo da permettere, prima del collasso, la plasticizzazione de «la maggior parte possibile» di struttura. Esempi: a) strutture a telaio� prima della plasticizzazione delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi; b) strutture con controventi � prima della plasticizz. delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi e tutti i controventi

A livello di elementistrutturali

Gli elementi strutturali si dividono in «dissipativi» e «non dissipativi» (es. travi dissip. e colonne non dissip. Nelle strutture a telaio). Gli elementi dissipativi devono possedere adeguata duttilità. Esempio: nelle strutture a telaio le travi devono possedere adeguata capacità di rotazione plastica (alta curvatura ultima) e le connessioni devono avere una resistenza elastica maggiore della resistenza plastica delle travi connesse.

Questo richiede che





A livello di materialestrutturali

Il materiale deve avere una alta duttilità εu >> εy.

Questo richiede che

Questo richiede che





A livello di materialestrutturali

Il materiale deve avere una alta duttilità εu >> εy.

Questo richiede che

Questo richiede che


Posso utilizzare il pushover per controllare la plasticizzazionegraduale della struttura

PROGETTAZIONE SISMICA – IMPORTANZA DELLA DISSIPAZIONE E CAPACITY DESIGN NELLA PROGETTAZIONE TRADIZIONALE

Capacity design o Gerarchia delle Resistenze a livello di sistema

Gli elementi, o parte di essi, destinati alla dissipazione devono essere scelti e progettati in modo da favorire una

particolare tipologia di collasso globale

In condizioni limite, quale tipologia di collasso globale è auspicabile?

Gli elementi, o parte di essi, non destinati alla dissipazione devono essere progettati

in modo da fornire un’adeguata sovraresistenza

Posso utilizzare il pushover per controllare la plasticizzazionegraduale della struttura, attuando la gerarchia dele resistenze

Principi base sulla Gerarchia delle Resistenze a livello di sistema (II)

Il coefficiente di sicurezza a, che può essere usato per aumentare la resistenza dell’elemento fragile (caso A) o per ridurre la resistenza dell’elemento duttile (caso B), è

introdotto per tener in conto le incertezze sulle resistenze degli elementi.

PROGETTAZIONE SISMICA – IMPORTANZA DELLA DISSIPAZIONE E CAPACITY DESIGN NELLA PROGETTAZIONE TRADIZIONALE

Posso utilizzare il pushover per controllare la plasticizzazionegraduale della struttura, attuando la gerarchia dele resistenze

PROGETTAZIONE SISMICA – CASO DELLE STRUTTURE IN ACCIAIO – requisito di materiale (micro-scala) per ottenimento della duttilità

1- 2 file di controventi, sezioni originali2- 3 file di controventi, sezioni originali3- 2 file di controventi sezioni diminuite4- 3 file di controventi, sezioni diminuite

2

1

4

2

1

4

3

In collaborazione con: E.Lofrano, N. Natangelo

In ro

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figur

azion

e

Config. esaminate

Un metodo di progettazione sismica avanzata mediante

l’analisi di pushover

Emanuele Del Monte. L’analisi statica non lineare secondo il D.M. 14/01/2008. http://people.dicea.unifi.it/emadelmo/Documenti/Lezione%202010-04-26.pdf

Metodo di analisi – Verifica in termini di deformazione - Metodo N2












Performance point



Performance point


Gaetano Manfredi. Metodi di adeguamento innovativo. http://www.ordineingegnerinapoli.it/news/documenti/corsosismica2007-cmare-manfredi2.pdf

INTERVENTI SULLE STRUTTURE IN C.A. - ALTERNATIVE

Un caso complesso

STRUTTURA OSPEDALIERA

Edificio multipiano costituito da:• 3 piani interrati di 18000 mq ciascuno• 6 piani fuori terra di 6000 mq ciascuno• Altezza totale dell’edificio è di 33 m• 250 stanze, circa 750 posti letto

In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi

MODELLO DELLA STRUTTURA OSPEDALIERA





218m

82,5m

12m 30m

158m

37,5m21m

22,5m

33m

Modello è così caratterizzato:• 11350 elementi monodimensionali e 7150 nodi;• 9 solai infinitamente rigidi nel piano;• non si considera l’interazione terreno struttura (incastro alla base); • si considera l’effetto P-∆;• 10600 cerniere plastiche.


CERNIERE PLASTICHE SECONDO FEMA 356

FEMA (2000), “Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings”, Federal Emergency Management Agency-356, Washington D.C. (USA), November 2000.

Definizione del legame della cerniera nel SAP2000

Ottenuta dal tratto elastico del legame costitutivo del materiale

Ottenuta tramite la definizione di un legame rigido plastico incrudente



Controvento: cerniera assiale

Si ha a trazione un unico casomentre a compressione trepossibili casi a seconda delrapporto tra il diametro “d” e lospessore “t” della sezione.

I parametri di modellazione e il criterio di accettazione per leprocedure non lineari di una sezione in acciaio circolare cava,soggetta a compressione e trazione, risultano espressi nellatabella 5-7 delle FEMA 356.



Trave: cerniera flessionale

Si hanno tre possibili casi aseconda della snellezzadell’anima e delle ali dellasezione in acciaio.

I parametri di modellazione e il criterio di accettazione per leprocedure non lineari delle sezioni in acciaio, soggette a flessione,risultano espressi nella tabella 5-6 delle FEMA 356.





Colonna: cerniera presso-flessionale

P[KN]

M [KN m]

INTERAZIONE P-M

P / PCL =0,4999P / PCL =0,2009

I parametri di modellazione e il criterio di accettazione risultano espressi nella tabella 5-6 delleFEMA 356 in due passi:

2. Scegliendo tra trepossibili casi a seconda della snellezza dell’anima e delle ali della sezione in acciaio.

1. Imponendo due campi all’interno dei quali può variare il valore dello sforzo assiale agente P.

Com

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201

0.


REGOLARITA’

REGOLARE IN PIANTA

• La configurazione in pianta è compatta e simmetrica rispetto a due direzioni ortogonali e il rapporto tra i lati di un rettangolo in cui la costruzione risulta inscritta è inferiore a 4• Non sono presenti rientri o sporgenze• Gli orizzontamenti possono essere considerati infinitamente rigidi nel loro piano

• Tutti i sistemi resistenti verticali non si estendono per tutta l’altezza della costruzione.• Massa e rigidezza variano in modo brusco tra il 3° e 4° piano della costruzione.• Il restringimento della sezione orizzontale della costruzione tra il 3° e 4° piano è superiore al 20% della dimensione del 3° piano.

IRREGOLARE IN ALTEZZA

NTC (2008), “Norme Tecniche per le Costruzioni”, DM 14 Gennaio 2008.


MODI DI VIBRARE SIGNIFICATIVIMassa modale partecipante

Modo di vibrarePeriodo Direzione X Direzione Y

[s] [%] [%]I Modo Principale (dir.Y) 1,062 0 55I Modo Principale (dir.X) 0,805 59 0II Modo Principale (dir.Y) 0,423 0 30II Modo Principale (dir.X) 0,363 29 0III Modo Principale (dir.Y) 0,205 0 9

Massa modale partecipante cumulata 88 94

0.00

0.10

0.20

0.30

0.40

0.50

0.60

0.70

0.80

0.90

1.00

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0

Se [g

]

T [s]

Sp.elastico

I MODO dir.Y

II MODO dir.Y

III MODO dir.Y

I MODO dir.X

II MODO dir.X

Amplificazione

Mx = 29%

Mx = 59%

My = 9% My = 30%

My = 55%


ANALISI PUSHOVER DELLA STRUTTURA 3D

Difficoltà nel valutare la direzione, il punto di applicazione e

la distribuzione di forze sulla struttura al variare delle azioni

d’inerzia sismiche

Ipotesi semplificative

• Le forme delle distribuzioni delle forze laterali sono:a) distribuzione uniforme di forze;b) distribuzione delle forze proporzionale alle masse per la

deformata del modo di vibrare.• Le forze sismiche di pushover, lungo la direzione longitudinale etrasversale della struttura, sono applicate singolarmente e noncontemporaneamente.• Il punto di applicazione delle forze corrisponde al baricentrodelle masse di ogni piano.


DISTRIBUZIONI DI FORZE PER ANALISI DI PUSHOVER

CONVENZIONALI

Coglie il comportamento

ultimo di una struttura che va in

crisi con un meccanismo di piano debole formatosi alla

base

Permette una migliore descrizione delle forze

d’inerzia che si innescano sotto azione sismica

quando il modo fondamentale attiva la

quasi totalità della massa (STRUTTURA REGOLARE)

MPA (Chopra e Goel-2001)

Fornisce una valutazione della risposta della struttura migliore quando la risposta dinamica è caratterizzata da più modi che

attivano ciascuno una percentuale significativa della

massa totale (STRUTTURA IRREGOLARE)

Chopra A.K., Goel R.K. (2001), “A modal pushover analysis procedure for estimating seismic demands for buildings”, EarthquakeEngineering Research Center, University of California, Berkeley, 31 August 2001.

P.R

iva

(200

7),

“Ana

lisi

Sta

tica

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Line

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Ber

gam

o,20

07.


0

5

10

15

20

25

30

35

0.00 10.00 20.00 30.00

Hpian

o [m]

F [KN]

Distribuzione delle forze(CASO 1)

Risultante delle forze(CASO 1)



In direzione longitudinale:

0

50000

100000

150000

200000

250000

0 10 20 30

Tagli

o alla

base

[KN]

Spostamento ultimo piano [cm]

Curva di Capacità(CASO 1)Curva di Capacità(CASO 2)P.P. (SLC)

P.P. (SLV)

P.P. (SLD)

P.P. (SLO)

La struttura avrà un comportamento più rigido nel CASO 1 rispetto al CASO 2.

IMPORTANZA DELLA DISTRIBUZIONE SCELTA


02468

1012

0 5 10 15 20 25 30 35 40

S [m/

s2 ]

SD [cm]

P.P. per il sistema SDOFSp. Elastico (SLC)TB (SLC)TC (SLC)TD (SLC)T* (CASO 1)Sp. Anelastico (CASO 1)C. di capacità (CASO 1)P.P. (CASO 1)T* (CASO 2)Sp. Anelastico (CASO 2)C. di capacità (CASO 2)P.P. (CASO 2)

0

50000

100000

150000

200000

250000

0 3 6 9 12 15 18 21 24 27

Tb[KN

]

SD [cm]

P.P. per il sistema MDOF

C. di capacità (CASO 1)P.P. (CASO 1)C. di capacità (CASO 2)P.P. (CASO 2)

dmax [cm]CASO 2 (dist. I modo) 19.41CASO 1 (dist. uniforme) 14.36

0.00

5.00

10.00

15.00

20.00

25.00

dmax

[cm]

Δdmax [%]Δdmax(CASO2/CASO1) 35.14

0.005.00

10.0015.0020.0025.0030.0035.0040.00

Δdma

x [%]

Γ

SLC nella direzione longitudinale:IMPORTANZA DELLA DISTRIBUZIONE SCELTA


IMPORTANZA DELLA DISTRIBUZIONE SCELTA

0

5

10

15

20

25

30

35

0.00 10.00 20.00 30.00

Hpian

o [m]

F [KN]





0

40000

80000

120000

160000

200000

0 10 20 30 40

Tagli

o alla

base

[KN]

Spostamento ultimo piano [cm]

Curva di Capacità(CASO 1)Curva di Capacità(CASO 2)P.P. (SLC)

P.P. (SLV)

P.P. (SLD)

P.P. (SLO)

In direzione trasversale:

La struttura avrà uncomportamento più rigido nelCASO 1 rispetto al CASO 2.


PLASTICIZZAZIONE DELLA STRUTTURA AL VARIARE DEGLI S.L.

SLO:

SLD:

CASO 1 in direzione longitudinale



SLO:

SLD:



SLV:

SLC:




SLV:

SLC:




0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 0.5 1 1.5 2N°

Piano

Drift [%]

Drift di interpiano

Modo Fondamentale0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 0.2 0.4 0.6 0.8

N°Pia

no

U1 / Htot [%]

Spostamento di piano

Modo Fondamentale

SLC:

MECCANISMO DI PIANO DEBOLE



Meccanismo di piano debole al 4° piano:

MECCANISMO DI PIANO DEBOLE



La modellazione della deformabilità dei nodi

4

RUOLO DELLE ZONE NODALI NEL COMPORTAMENTO STRUTTURA LE

L’elevato numero di edifici crollati o fortemente danneggiati e le numerose vittime occorse durante il terremoto diNorthridge (1994) hanno suscitato grande attenzione in tutta la comunità scientifica.

Ai fini di una corretta valutazione del comportamentoglobale della struttura, occorre considerare, quindi, leprestazioni di un nodo nel suo complesso.

In seguito a questo terremoto, l’eccessiva plasticizzazionedelle zone pannello è stato visto come la principale causadei numerosi e inattesi danni manifestati dai collegamentidelle strutture metalliche intelaiate

FEMA (2000), “A Policy Guide to Steel Moment-Frame Construction”, Federal Emergency Management Agency-354, WashingtonD.C., November 2000.


DEFINIZIONI DEGLI ELEMENTI CHE COMPONGONO UN NODO

1. Il collegamento : è l’insieme degli elementi che rendono possibile l’unione tra due differentimembrature

2. Il giunto : è la zona in prossimità del collegamento in cui si manifestano interazioni specifichetra gli elementi collegati

3. La zona nodale : è la zona individuata da tutti i giunti che concorrono in un nodo

Ogni nodo, di una struttura intelaiata d’acciaio, ècaratterizzato da quattro elementi che interagiscono:

• l’elemento trave;

• l’elemento colonna;

• il pannello nodale;

• il collegamento.

G. Ballio, C. Bernuzzi (2004.), “Progettare costruzioni in acciaio”, Hoepli Milano.


MECCANISMI DEL NODO TRAVE-COLONNA

PGC ∆+∆+∆=∆

Finley A. Charney, Virginia Tech, U.S.A. William M. Downs, S impson Strong Tie, Inc., U.S.A. (2004), “Modeling procedures for panel zonedeformations in moment resisting frames”, Amsterdam - June 3-4, 2004.

Tipico sottoassemblaggio interno trave-colonnadi un telaio resistente a momento

Spostamento orizzontale totale di un tipico sottoassemblaggio trave-colonna:

Ricerche sperimentali su sotto-assemblaggi trave-colonna hannomostrato che il comportamentodel pannello nodale è dominatoda distorsioni taglianti.

Contributo pannelloIn collaborazione con: A. Demin, A. Coppi

La deformazione tagliante del pannello è, in molti casi pratici, la componente più significativa dello spostamento orizzontale totale.

Il contributo allo spostamento dato dal pannello può anche essere diviso in componenti assiali,flessionali e di taglio:

MECCANISMI DEL NODO TRAVE-COLONNA

Tipico sottoassemblaggio interno trave-colonnadi un telaio resistente a momento

Ricerche sperimentali su sotto-assemblaggi trave-colonna hannomostrato che il comportamentodel pannello nodale è dominatoda distorsioni taglianti.

PVPFPAP ∆+∆+∆=∆


MODELLI PER IL COMPORTAMENTO NON LINEARE DEI NODI

Modello SCISSORIl modello è composto da due elementirigidi (all’interno della zona pannello) conuna singola cerniera nel centro. Vieneutilizzata una molla rotazionale perrappresentare il comportamento dellacomponente pannello.

Le proprietà della molla si determinanoda quelle trovate per il modelloKrawinkler tramite i termini α e β:

α rappresenta il rapporto tra l'effettiva profondità della colonna e la lunghezza della campata

β rappresenta il rapporto tra l'effettiva profondità della trave e l’altezza della colonna

( )( )

−−=−−=

2

,,

,,

1

1

βα

βαKy

Sy

KySy

KK

MM

con rigidezza post-snervamento pari al 6% di quella elastica

FEMA (2000), “State of the Art Report on Performance Prediction and Evaluation of Steel Moment-Frame Buildings”, Federal EmergencyManagement Agency-355F, Washington D.C., Semptember 2000.


DEFINIZIONE DEI LEGAMI MOMENTO-ROTAZIONE DEI NODI

0

200

400

600

800

1000

1200

0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012

M [KN

m]

θ [-]

Tipo 1Tipo 2Tipo 3Tipo 4Tipo 5

Nodo Profilocolonna

Acciaio My,K θy,K Ky,K My,S Ky,S Kincr,S θy,S θu,S Mu,S

[KNm] [-] [KNm] [KNm] [KNm] [KNm] [-] [-] [KNm]

Tipo 1 HE300B S355 257,73 0,00254 101565 299,69 137324 8239 0,00218 0,00873 353,63

Tipo 2 HE360M S450 821,20 0,00322 255297 969,16 355580 21335 0,00273 0,01090 1143,61

Tipo 3 HE340B S355 318,65 0,00254 125571 379,17 177802 10668 0,00213 0,00853 447,42

Tipo 4 HE300M S355 557,63 0,00254 219749 663,55 311154 18669 0,00213 0,00853 782,99

Tipo 5 HE340A S275 189,67 0,00197 96486 225,33 136187 8171 0,00165 0,00662 265,90

Modello Scissor


Applicazione alla struttura ospedaliera

IMPORTANZA DELLA MODELLAZIONE AL VARIARE DELLO S. L .

0

50000

100000

150000

200000

250000

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35

Tb [K

N]

dc [m]

C. di capacità (nodi rigidi)

Punto di prestazione

C. di capacità (nodi semi-rigidi)


0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3

N°Pia

noDrift [%]

nodi rigidi

nodi semi-rigidi

Curve di capacità ottenute da una distribuzione uniforme in direzione longitudinale

SLO


0

50000

100000

150000

200000

250000

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35

Tb [K

N]

dc [m]

C. di capacità (nodi rigidi)


C. di capacità (nodi semi-rigidi)


0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1N°

Piano

Drift [%]

nodi rigidi

nodi semi-rigidiIl Taglio alla base si riduce del 10%

Il Drift aumenta del 13%

Curve di capacità ottenute da una distribuzione uniforme in direzione longitudinale

SLC

IMPORTANZA DELLA MODELLAZIONE AL VARIARE DELLO S. L .In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi

2. Al crescere del livello di deformazione la struttura subisce un incremento deglispostamenti di piano e dei drift di interpiano a dimostrazione del maggiore cimento incampo plastico della struttura. In particolare tale incremento è enfatizzato ai pianiinferiori.

3. Nelle modellazioni a nodi rigidi e a nodi semi-rigidi, qua ndo la struttura èsoggetta a terremoti di grande intensità, si hanno drift di i nterpiano differenti ,infatti in corrispondenza del 4° piano si ha un incremento de l 13% del drift trovatocon il modello a nodi rigidi.

1. L’incremento degli spostamenti laterali aumenta la sens ibilità della strutturaagli effetti del secondo ordine , per cui risulta necessario tener conto dellapresenza del pannello nella modellazione.

CONSIDERAZIONI


58

2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)

59


60


Caso A – Schema a telaio (vincoli di continuità tra travi e colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con elevata rigidezza

61

Configurazione deformata



62


Risultati analisi di pushover


63


Caso B – Schema a telaio (vincoli di continuità tra travi e colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con bassa rigidezza

64




65




66


Caso C – Schema a ritti pendolari (travi incernierate alle colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con elevata rigidezza

67




68




69


Caso D – Schema a ritti pendolari (travi incernierate alle colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con bassa rigidezza

70




71




72

CONTROVENTI ECCENTRICI (Eccentric Braced Frames – EBF)

73

Caso A - Controventi asimmetrici con zona dissipativa all’estremità della trave


Variazione della rigidezza orizzontale al variare delle grandezze e, h, L

74

Caso A - Controventi asimmetrici con zona dissipativa all’estremità della trave


Meccanismo dissipativo Sollecitazioni

75

Caso B – Controventi simmetrici con zona dissipativa al centro della trave


Variazione della rigidezza orizzontale al variare delle grandezze e, h, L

76

Caso B – Controventi simmetrici con zona dissipativa al centro della trave


Meccanismo dissipativo Sollecitazioni

77

Caso C – Controventi simmetrici con zone dissipative alle estremità della trave


Meccanismo dissipativo

78

Setup prove sperimentali con link “lungo”

SISTEMI DISSIPATIVI ORDINARI

79

Dettagli del collegamento nel primo test di prova


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Risultati primo test di prova


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Geometria secondo test di prova – con un maggior numero di piatti diirrigidimento


82

Risultati secondo test di prova


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Caso D – Controventi con elemento dissipativo aggiuntivo – link “corto”
