REZUMAT TEZĂ DE DOCTORAT...pe stâlp și pe inimă (Maggi, Y.I., et all., 2015). În cazul în care...

UNIVERSITATEA TEHNICĂ “GHEORGHE

ASACHI” DIN IAȘI

REZUMAT

TEZĂ DE DOCTORAT

ÎMBINĂRI GRINDĂ-STÂLP

DISIPATIVE PENTRU STRUCTURI

METALICE ÎN CADRE AMPLASATE

ÎN ZONE SEISMICE

Doctorand:

Ing. Mihail STAȘCOV

Conducător de doctorat:

Prof. univ. em. dr. ing. Nicolae ȚĂRANU

IAȘI- 2019

UNIVERSITATEA TEHNICA "GHEORGHE ASACHI" DIN IA$I

RECTORATUL

Latre

Vi facem cunoscut c5, in ziua de 22 noiembrie

Corp R, de la Facultatea de Constructii si lnstalatii,

sustinerea publici a tezei de doctorat intitulat6:

2019 la ora 10.30. in Sala de Consiliu 0.1,

Bdul. D Mangeron nr. 1 , va avea loc

,iru gr t{Anr G Rr N DA-srAtp Drsr pATrvE pENTRU srRU cru Rt M ETALIcE iN cAD RE,

AMPLASATE iN ZONE SEISMICE ,,

elaborati de domnul STASCOV MIHAIL in vederea confeririititlului gtiinlific de doctor.

Comisia de doctorat este alcStuiti din:

1. Conf.univ.dr.ing.Ciocan Vasilici Universitatea Tehnica Gheorghe Asachi din lasi

2. Prof.univ.dr.ing. Jiranu Nicolae Universitatea Tehnica Gheorghe Asachi din lasi

3. Prof.univ.dr.ing.VScireanu Radu Sorin- Universitatea Tehnica de Constructii Bucuresti4. Prof.univ.dr.ing.Grecea Daniel - Universitatea POLITEHNICA Timigoara5. Conf.univ.dr.ing.Mihai Petru Universitatea Tehnica Gheorghe Asachi din lasi

Cu aceasti ocazie vi invitim si participati la sustinerea publici a tezei de doctorat.

cA$CAVAL

pregedinte

conducitor de doctoratreferent oficialreferent oficialreferent oficial

Secref Qr u niversitate,

ll,x-!ltne.cris/ha ruasit

3

CAPITOLUL 1 – INTRODUCERE

4

1.1 GENERALITĂȚI

Structura de rezistență a unei construcții reprezintă ansamblul de elemente structurale

aranjate și îmbinate astfel în încât să asigure preluarea și transmiterea încărcărilor ce acționează

asupra acesteia.

Structurile de rezistență pentru construcții pot fi clasificate în structuri rigide și structuri

flexibile după modul de disipare a energiei.

Structurile rigide, de obicei sisteme structurale din diafragme de beton armat, sunt

concepute să disipeze energia prin degradarea elementelor structurale.

Structurile flexibile sunt structurile în cadre, la care disiparea energiei se realizează prin

deformarea elementelor structurale în domeniul elastic. În cazul deformațiilor care depășesc limita

elastică, aceste structuri, pot suferi degradări semnificative.

Structurile în cadre metalice au o răspândire largă datorită performanțelor seismice sporite

și a execuției relativ simple și rapide. Unul dintre avantajele majore ale structurilor metalice în

cadre este îmbinarea rapidă, in situ, a elementelor prin sudare, însă, această metodă de îmbinare

prezintă și anumite dezavantaje care o fac susceptibilă la cedare casantă. Concentrările de tensiuni,

defectele sudurii, imperfecțiunile materialului sunt câteva dintre cauzele care pot provoca ruperea

fragilă a îmbinărilor sudate.

Pentru a asigura rezistența sporită a structurilor noi și pentru a reduce efectele cutremurelor

s-au propus și s-au dezvoltat sisteme de amortizare si disipare a energiei. Disiparea energiei este

caracterizată de aria suprafeței curbei histeretice, care poate fi reprezentată grafic ca

interdependența dintre tensiunile și deformație specifică (sau după caz, forță-deplasare sau

moment rotire).

Dezvoltarea sistemelor de amortizare și disipare este un domeniu prioritar de cercetare,

deoarece acestea sporesc substanțial performanțele structurale ale construcției. Utilizarea

sistemelor de disipare a energiei poate elimina necesitatea de reabilitare și consolidare a

structurilor deoarece prin intermediul acestor sisteme se blochează mecanismele de dezvoltare a

degradărilor.

Unul din cele mai răspândite tipuri de elemente disipative este disipatorul cu deformare

plastică a metalului, aspect datorat costului redus de producție precum și stabilității în utilizare.

1.2 SCOPUL ȘI OBIECTIVELE CERCETĂRII

Scopul principal al lucrării de doctorat este de a concepe, realiza și investiga un nou

dispozitiv pasiv de disipare a energiei destinat structurilor metalice, care să permită păstrarea

elementelor primare în stare nedegradată. Studiile destul de vaste în acest domeniu și interesul

sporit al comunității științifice față de problema dată constituie o bază solidă pentru elaborarea și

realizarea programului de cercetare.

5

Obiectivele lucrării sunt:

• Crearea unei sinteze documentare cuprinzătoare privind calculul îmbinărilor metalice

grindă-stâlp și identificarea tipurilor de îmbinări grindă-stâlp pentru structuri metalice cu

elemente disipative, dezvoltate de diferite echipe de cercetare;

• Elaborarea unui studiu parametric pentru a evidenția factorii care influențează comportarea

dinamică a îmbinărilor grindă-stâlp;

• Elaborarea unor analize numerice pentru a studia comportarea histeretică și capacitatea de

disipare a energiei pentru diferite tipuri de elemente disipatoare de energie adaptate

îmbinărilor grindă-stâlp.

• Conceperea și realizarea unui dispozitiv de disipare a energiei pentru realizarea soluției

stâlp puternic – grindă slabă la structurile pe cadre din oțel.

• Organizarea unui program experimental pe modele la scară redusă pentru a evalua

comportarea la acțiuni dinamice/seismice a dispozitivului în variantele propuse.

1.3 STRUCTURA TEZEI

Conținutul tezei de doctorat urmărește îndeplinirea obiectivelor menționate mai sus prin

intermediul unor studii analitice, numerice și experimentale, cu ramificații în mai multe domenii

de cercetare. Astfel, teza de doctorat este structurată pe șapte capitole, după cum urmează:

Capitolul 1 – Introducere – face o scurtă descriere a structurilor de rezistență, a noțiunii de

îmbinări grindă-stâlp pentru structuri metalice, a conceptului de disipare a energiei și prezintă

motivațiile principale ale cercetării. De asemenea este prezentat pe scurt conținutul și structura

tezei.

Capitolul 2 – Îmbinări grindă-stâlp la structuri din oțel – prezintă câteva aspecte generale ale

proiectării uzuale a îmbinărilor grindă stâlp pentru structurile metalice și tipuri de îmbinări grindă-

stâlp pentru structuri metalice amplasate în zone cu activitate seismică pronunțată.

Capitolul 3 – Îmbinări cu disipatori histeretici – pornește de la definiția deformării plastice și a

disipării energiei. Sunt prezentate modele analitice de calcul neliniar ale disipatorilor cu

deformație plastică a metalului. Acest capitol cuprinde partea teoretică fundamentală care face

referire la rezultatele cercetărilor în domeniul îmbinărilor metalice grindă-stâlp cu disipatori

histeretici cu deformație plastică a metalului, dar și a disipatorilor histeretici vâscoelastici și cu

frecare.

Capitolul 4 – Analize numerice dezvoltate pentru îmbinările clasice grindă-stâlp – face o

prezentare a calculului analitic al îmbinărilor grindă stâlp conform normelor de proiectare în

vigoare, apoi compară rezultatele obținute analitic cu rezultate obținute în urma analizelor

6

numerice. Ulterior este descris un studiu numeric parametric, care evidențiază influența acestora

asupra comportării la acțiuni ciclice a îmbinărilor grindă-stâlp.

Capitolul 5 – Studii de caz. Analize numerice dezvoltate pentru îmbinările grindă-stâlp cu

elemente disipative – prezintă evaluarea analitică a dispozitivelor de disipare a energiei propuse

de autor. În cadrul acestui capitol sunt folosite diferite metode și principii de simulare pentru

îmbinările metalice grindă-stâlp cu disipatori histeretici. Scopul principal fiind evaluarea

performanțelor de disipare a energiei a dispozitivelor propuse.

Capitolul 6 – Determinarea pe cale experimentală a performanțelor de disipare a energiei

pentru noul prototip propus – pornește de la prezentarea dispozitivului disipativ propus și a

modelelor experimentale. Este descrisă analiza numerică a modelului experimental premergătoare

încercărilor experimentale și echipamentul de testare seismică. Încercările experimentale urmăresc

determinarea performanțelor de disipare a energiei pentru noul prototip propus și analiza calitativă

a modului de cedare a acestuia. La finalul capitolului sunt enumerate concluziile referitoare la

rezultatele obținute.

Capitolul 7 – Concluzii. Contribuții personale. Diseminarea rezultatelor – enumeră concluziile

generale ce se desprind din lucrarea de doctorat, cu privire la rezultatele obținute în urma analizelor

numerice și experimentale efectuate. Sunt evidențiate contribuțiile personale și modul de

valorificare a rezultatelor.

7

CAPITOLUL 2 – ÎMBINĂRI GRINDĂ-STÂLP LA STRUCTURI

DIN OȚEL

8

Îmbinările grindă-stâlp reprezintă componentele fizice care asigură „legătura” între grindă

și stâlp. Nodul înglobează elementele constitutive ale îmbinării și o zonă aferentă, care

interacționează cu acestea. Îmbinările grindă-stâlp, trebuie să asigure transferul încărcărilor și să

îndeplinească cerințele de rigiditate și transfer al eforturilor în cazul încărcărilor laterale.

2.1. ÎMBINĂRI CU PLACĂ DE CAPĂT

Principalul avantaj al îmbinării cu placă de capăt extinsă (Fig. 2.1) constă în comportarea

favorabilă a acesteia la acțiuni seismice, certificată și prin seismele de la Northridge și Kobe din

1994 și respectiv 1995. De asemenea, ca urmare a faptului că sudura dintre grindă și placa de capăt

se execută în atelier, se asigură un control mai bun al calității, în condiții speciale de lucru. Cu

toate acestea, datorită prezenței concentrărilor de tensiuni în zona orificiilor pentru șuruburi, a

fenomenelor neliniare care au loc în îmbinarea propriu zisă, precum lunecări sau forțe de frecare

care determină un comportament global neliniar, acest tip de îmbinare nu a avut o răspândire largă.

Fig. 2.1 Îmbinare cu placă de capăt extinsă

O serie de studii realizate după producerea unor seisme majore (eg. Northridge 1994 și

Kobe 1995) au demonstrat că acest tip de îmbinare prezintă un comportament aproape perfect rigid

atunci când placa de capăt este groasă, diametrul șuruburilor este mare și sunt prevăzute rigidizări

pe stâlp și pe inimă (Maggi, Y.I., et all., 2015). În cazul în care sunt eliminate rigidizările, placa

de capăt este mai subțire sau diametrul șuruburilor ales este mai mic, îmbinarea cu placă de capăt

extinsă prezintă caracteristici semirigide.

Testele efectuate de Maggi Y.I. și colaboratorii săi (Maggi, Y.I., et all., 2015) au arătat că

raportul grosimii plăcii de capăt și diametrului șuruburilor trebuie să fie egal cu 1,2 pentru a obține

o dimensionare eficientă a îmbinării. Acest raport a fost confirmat și de studiile cu analize

numerice efectuate de autor (Stașcov, M., et all., 2019).

Stâlp

Placă de capăt

Rigidizare

la

forfecare

Șuruburi

Rigidizare la

compresiune/întindere

Grindă

9

Grosimea mare (implicit rigiditatea) plăcii de capăt duce la cedarea șuruburilor (Modul 3

de cedare) (Fig. 2.2), care se produce într-un mod casant și nu poate fi evitată prin soluțiile de

proiectare.

Fig. 2.2 Moduri de cedare placă de capăt

2.2. ÎMBINĂRI CU PLACĂ DE CAPĂT EXTINSĂ CU VUTE

În îmbinarea cu placă de capăt sunt prezente concentrări de tensiuni în zona sudurii dintre

placa de capăt și grindă. În această regiune formarea articulațiilor plastice trebuie evitată. În acest

scop, îmbinările grindă-stâlp cu placă de capăt sunt rigidizate cu vute (Fig. 2.3), care pot avea

forme și dispuneri diferite. Vutele aduc un aport considerabil la rigidizarea secțiunii grinzii,

redistribuirea tensiunilor în îmbinare și asigură reducerea tensiunilor în zona sudată.

Fig. 2.3 Îmbinare cu placă de capăt extinsă și vute

2.3. ÎMBINĂRI GRINDĂ-STÂLP CU GRINDĂ CU SECȚIUNE REDUSĂ A

GRINZII

În cazul în care configurația geometrică a ansamblului structural nu permite adăugarea

vutelor, se poate permuta articulația plastică prin reducerea secțiunii grinzii. Acest lucru se poate

realiza prin decuparea unei părți din tălpile grinzii (RBS – reduced beam section) sau prin

decuparea găurilor în inima grinzii (RWS – reduced web section). Primele studii privind eficiența

Mod 1 Mod 2 Mod 3

Stâlp

Placă de capăt

Rigidizare

la

forfecare

Șuruburi

Rigidizare la

compresiune/întindere

Grindă

Vută

Vută

10

structurală a acestor soluții inginerești au fost efectuate de Engelhardt M.D. și colaboratorii săi

(Engelhardt, M.D., et all., 1996).

Fig. 2.4 Îmbinare cu grindă cu secțiune redusă (RBS)

Utilizarea grinzilor cu secțiune redusă (RBS) permite folosirea îmbinărilor sudate, datorită

faptului că formarea articulației plastice este localizată în regiunea cu secțiune redusă a grinzii.

Pentru aplicarea în practică a acestei soluții trebuie efectuate câteva verificări suplimentare, și

anume:

• Modulul de rezistență în zona redusă trebuie să fie mai mic sau cel mult egal cu modulul

de rezistență capabil;

• Valorile ultime ale tensiunilor principale și ale tensiunilor tangențiale trebuie să fie mai

mici sau cel mult egale cu valorile admisibile.

Rotirea totală a nodului (în zona de inimă a stâlpului) este aproximativ 2-3% din rotirea

totală, rotirea nodului fiind independentă în raport cu rotirea grinzii. Grinzile care au secțiunea

redusă cu goluri cu diametre variabile (Fig. 1.4.c) au cea mai mare capacitate de disipare a energiei

și stabilitate sporită în comparație cu celelalte tipuri de grinzi cu secțiune redusă a tălpii.

Fig. 2.5 Îmbinare cu grindă cu secțiune redusă a inimii (RWS)

b) reducere trapezoidală

c) reducere cu goluri circulare

variabile

d) reducere cu goluri circulare

constante

a) reducere circulară

11

Cercetările efectuate de Tsavdaridis K. D. și Papadopoulos T. asupra îmbinărilor RBS și

RWS au confirmat o comportare satisfăcătoare al îmbinărilor supuse la încărcări ciclice. Un

criteriu important validat de numeroase analize numerice (Tsavdaridis, K.D., Papadopoulos, T.,

2016) este rezistența și rigiditatea suficientă a zonei cu secțiune slăbită a grinzii pentru a asigura

transferul tensiunilor critice în îmbinare. Un alt obiectiv important atins de îmbinările RBS și RWS

este evitarea deformațiilor și plastifierea elementelor îmbinării (placă de capăt, cordoane de

sudură, șuruburi) (Sofias, C.E., et all., 2014). Aceste caracteristici demonstrează faptul că

îmbinările RBS și RWS reprezintă o soluție bună pentru a asigura ductilitatea structurilor de oțel.

2.4. ÎMBINĂRI GRINDĂ-STÂLP AVÂND STÂLPUL CU SECȚIUNE TUBULARĂ

Structurile cu stâlpi cu secțiune tubulară, (Fig. 2.6), sau cu secțiune închisă, au o serie de

caracteristici superioare stâlpilor cu secțiunea transversală în formă de U sau H, din punct de

vedere a rezistenței la acțiunea seismică. Stâlpii cu secțiune tubulară, indiferent de tipul secțiunii,

pot fi umpluți cu beton, fapt care sporește considerabil rezistența la compresiune cu flambaj.

Astfel, în acest caz, armătura metalică confinează nucleul din beton, iar miezul din beton are rolul

de a împiedica cedarea din flambaj al stâlpului metalic. Aceste aspecte contribuie la creșterea

momentului capabil care poate fi preluat de acest tip de stâlpi.

Fig. 2.6 Tipuri de secțiuni tubulare: a) secțiune circulară; b) secțiune rectangulară

Trebuie făcută o distincție între stâlpii cu secțiune circulară și stâlpii cu secțiune

rectangulară, deoarece comportarea locală a elementelor este diferită, ceea ce duce la comportare

diferită a nodului. În cazul stâlpilor cu secțiune tubulară se utilizează pe scară largă câteva metode

specifice de îmbinare a grinzii, care implică unul sau mai multe principii, printre care:

• Rigidizarea capătului grinzii;

• Îndepărtarea capătului grinzii de fața stâlpului (îmbinarea indirectă);

• Slăbirea grinzii prin reducerea secțiunii acesteia;

• Îmbinarea cu placă de capăt prin intermediul șuruburilor oarbe;

• Crearea unei carcase rigide în jurul stâlpului pentru a prelua eforturile din grindă.

12

Majoritatea soluțiilor caracteristice îmbinărilor grindă-stâlp pentru stâlpi rectangulari pot

fi adaptate pentru stâlpi circulari și invers.

2.4.1. ÎMBINĂRI GRINDĂ-STÂLP PENTRU STÂLPI CU SECȚIUNE

RECTANGULARĂ

Îmbinarea cu flanșe extinse studiată de Gholami M. și colaboratorii săi (Gholami, M., et

all., 2013) și îmbinarea prin intermediul unei grinzi scurte studiată de Saeed E. și colaboratorii săi

(Saeed, E., et all., 2016) folosesc principiile de rigidizare a capătului grinzii și îndepărtarea acesteia

de fața stâlpului. Prima soluție (Fig. 2.7) presupune sudarea unor flanșe extinse de tălpile grinzii

(lățimea flanșei inferioare este egală cu lățimea stâlpului) care sunt sudate de stâlp. Pentru

preluarea eforturilor de forfecare este sudată o flanșă adițională, pe inima grinzii. Astfel între fața

stâlpului și capătul grinzii se creează un spațiu liber, iar articulația plastică se formează în grindă,

la capătul flanșelor sudate pe tălpi.

Fig. 2.7 Îmbinare cu flanșe extinse

A doua soluție, presupune sudarea de fața stâlpului a unui segment de grindă rigidizată

suplimentar. De capătul liber al segmentului de grindă se sudează o placă de capăt. Pe capătul

grinzii se sudează o placă de capăt obișnuită. Plăcile de capăt sunt îmbinate cu șuruburi pentru a

forma o îmbinare de continuitate pentru grindă (Fig. 2.8).

Fig. 2.8 Îmbinare prin intermediul unei grinzi scurte

13

Îmbinarea ConXL concepută de Alireza R. și colaboratorii săi (Alireza, R., et all., 2014)

reprezintă un exemplu elocvent de îmbinare, care creează o carcasă rigidă în jurul stâlpului.

Aceasta „strangulează” stâlpul și transmite eforturile din grindă. Îmbinarea este alcătuită din

câteva elemente care sunt sudate în atelier de capătul grinzii, iar pe șantier sunt prinse cu șuruburi

(Fig. 2.9).

Fig. 2.9 Îmbinare cu elemente ConXL (Alireza, R., et all., 2014)

2.4.2. ÎMBINĂRI GRINDĂ-STÂLP PENTRU STÂLPI CU SECȚIUNE CIRCULARĂ

Principiul de decupare a tălpilor grinzii (Engelhardt M.D., et all., 1996) poate fi aplicat în

egală măsură și îmbinărilor grindă-stâlp pentru stâlpi tubulari. Însă, pentru o distribuție mai

eficientă a eforturilor, la stâlpii circulari, se prevede un inel metalic, amplasat la nivelul tălpilor

grinzii. Acesta este utilizat în cazul îmbinărilor cu grindă cu secțiune redusă și a fost studiat de Rui

L și colaboratorii săi (Rui, L., et all., 2017), (Fig. 2.10). Inelul metalic perimetral este folosit și în

cazul îmbinărilor grindă-stâlp prin intermediul diafragmelor exterioare, propuse de Alireza. B.S.

și colaboratorii săi (Alireza, B.S., et all., 2013), (Fig. 2.11).

14

Fig. 2.10 Îmbinare cu grindă cu secțiune redusă (Rui, L., et all., 2017)

Fig. 2.11 Îmbinare cu diafragme exterioare. a) elemente constructive; b) distribuție de

eforturi (Alireza, B.S., et all., 2013)

O variantă de execuție a îmbinării prin procedeu mecanic, având placă de capăt și șuruburi

oarbe este descrisă de către Wang J. F. și colaboratorii săi (Wang. J.F., et all., 2009). Acest tip de

îmbinare are avantajele îmbinării cu placă de capăt, dar nu necesită accesul direct în interiorul

stâlpului pentru strângerea șuruburilor. Principalul element distinctiv, față de îmbinările clasice cu

placă de capăt și șuruburi, este faptul că tălpile grinzii sunt evazate, ceea ce asigură o rigiditate

sporită la capătul grinzii, și contribuie la distribuția eforturilor pe circumferința stâlpului (Fig.

2.12).

Fig. 2.12 Îmbinare grindă-stâlp cu placă de capăt și grindă cu tălpi extinse

15

CAPITOLUL 3 – ÎMBINĂRI GRINDĂ-STÂLP CU DISIPATORI

HISTERETICI

16

3.1 DEFORMAȚIA PLASTICĂ A METALULUI. FENOMENUL DE

PLASTICIZARE A METALULUI

Metalul este un material izotrop cu comportare elasto plastică. Acesta prezintă o

comportare elastică, până la un anumit nivel al forței aplicate, iar odată ce valoarea forței aplicate

depășește valoarea forței elastice admisibile, materialul trece în domeniul plastic. În domeniul

liniar elastic comportamentul materialului este guvernat de legea lui Hooke ( 3.1).

𝜎 = 𝐸 · 𝜀 (3.1)

Unde:

𝜎 = tensiune;

𝐸 = modul de elasticitate;

𝜀 = deformație specifică.

Fig. 3.1 Curbe caracteristice tensiuni-deformații specifice pentru varii tipuri de oțeluri

Deformarea plastică a metalului este rezultatul ruperii legăturilor chimice dintre atomi,

fenomen ce duce la rearanjarea atomilor și crearea a noi legături. Deplasarea și rearanjarea atomilor

se produce prin patru moduri fundamentale (Jurukovski, D., et all., 1995) (Budescu. M., et all.,

2001):

• fluajul prin difuzie;

• alunecarea reciprocă a grăunților cristalini;

• alunecare;

• maclare.

Alunecarea reprezintă deplasarea straturilor de atomi în lungul planelor de alunecare.

Aceste planuri sunt suprafețe cu densitate maximă de atomi.

Maclarea reprezintă reorientarea unui segment dintr-un cristal. Fenomenul de maclare are

loc în cazul deformațiilor instantanee, dar spre deosebire de alunecare, eforturile de forfecare pot

fi mai mici. De obicei, maclarea este un fenomen complementar alunecării (Hansen. N., Barlow.

C.Y., 2016.).

17

3.2 MODELE DE CALCUL NELINIAR ALE DISIPATORILOR CU DEFORMAȚIE

PLASTICĂ A METALULUI

Pentru o dimensionare adecvată a elementelor disipative trebuie să fie determinat răspunsul

acestora la acțiuni ciclice. Fenomenul de amortizare influențează răspunsul structurilor în

domeniile de comportare elastice și plastice ale materialului. Fenomenul de disipare a energiei este

definit ca modificarea sistemului produsă de acumularea deformațiilor plastice. Disiparea energiei

poate fi exprimată prin curbe caracteristice tensiuni – deformații specifice, sau forță – deplasare.

Modelele de calcul neliniar trebuie să satisfacă anumite cerințe, precum eficiența în calcul

(să prezinte un grad de precizie ridicat) și complexitatea adaptabilă gradului de detaliere impus de

analiză (Pastia, C., Luca, S.G., 2016.). Modelele de calcul neliniar ale disipatorilor pot fi clasificate

după cum urmează:

1) După înfășurătoarea curbelor histeretice:

- Modele biliniare:

- Modele triliniare:

- Modele curbilinii:

2) După alura curbelor histeretice;

3) După modul de pierdere a rigidității elementelor;

4) După tipul legilor constitutive ale materialelor;

5) După modul de disipare a energiei. (Chițan. V., 2003)

Neliniaritatea sistemului poate fi modelată utilizând modele curbilinii, care sunt similare

curbelor obținute experimental. Aceste curbe elimină problemele de discontinuitate generate de

trecerea materialului dintr-un stadiu de lucru în altul.

Modelul curbiliniu Ramberg – Osgood (Fig. 3.8) este utilizat în mod curent pentru

determinarea răspunsului structural la acțiuni seismice pentru structurile în cadre (Trăistaru, M.

2002.). Inițial modelul Ramberg – Osgood descria doar relația tensiune – deformație specifică

(𝜎 − 𝜀). Ulterior a fost adaptat pentru monitorizarea variațiilor date de curba caracteristică moment

– rotire (𝑀 − 𝜑). Curba schelet b-0-d este guvernată de formula 3.2, unde parametrii 𝛼 și 𝑟 sunt

determinați experimental.

𝜑

𝜑𝑐=

𝑀

𝑀𝑐[1 + 𝛼 |

𝑀

𝑀𝑐|𝑟−1

] (3.2)

Curbele de descărcare b-b’ și reîncărcare b’-c-d sunt descrise de formula 3.3, unde 𝑀𝑠 și

𝜑𝑠 sunt valori extreme ale momentului încovoietor și ale rotirii.

18

𝜑 − 𝜑𝑠𝜑𝑐

=𝑀 −𝑀𝑠

2 · 𝑀𝑐[1 + 𝛼 |

𝑀 −𝑀𝑠

2 · 𝑀𝑐|𝑟−1

] (3.3)

Curbele de descărcare d-d’ și reîncărcare d’-e-f sunt descrise de formula 3.4, unde 𝑀𝑖 și 𝜑𝑖

sunt valori extreme ale momentului încovoietor și ale rotirii.

𝜑 + 𝜑𝑖

𝜑𝑐=𝑀 +𝑀𝑖

2 · 𝑀𝑐[1 + 𝛼 |

𝑀 +𝑀𝑖

2 · 𝑀𝑐|𝑟−1

] (3.4)

Domeniul plastic al acestor curbe începe în punctele c și e și corespunde valorilor (𝜑𝑠 −

2𝜑𝑐), și (−𝜑𝑖 + 2𝜑𝑐).

Fig. 3.8 Modelul curbiliniu Ramberg – Osgood

Acest model poate fi utilizat și pentru modelarea comportării neliniare a structurilor care

sunt solicitate la acțiune ciclică, în domeniul plastic (eg. elementele disipative histeretice) (Zhao,

H., et all., 2012.).

Modelul curbiliniu Bauschinger (Fig. 3.9) cuantifică reducerea rigidității materialului

supus la deformații plastice ciclice. Efectul Bauschinger a fost descoperit de Johann Bauschinger

în urma experimentelor efectuate cu sare gemă (halit), material care are o structură cristalină,

similară cu cristalele de metal, dar altă compoziție chimică (Mamun, A.A., et all. 2017). Efectul

Bauschinger este caracteristic majorității metalelor care au o structură policristalină și domeniul

elastic limitat de valorile +𝑀𝑒 și −𝑀𝑒. Domeniul elastic al curbei schelet este liniară și este

definită de formulele 3.6 și 3.7.

𝜑𝑒(+)

=+𝑀𝑒

𝐸𝐼

(3.6)

𝜑𝑒(−)

=−𝑀𝑒

𝐸𝐼

(3.7)

Unde:

𝜑𝑒 – rotire elastică;

𝑀𝑒 – moment elastic;

19

𝐸𝐼 – rigiditatea elementului.

Domeniul plastic al curbei schelet în sensul pozitiv al încărcării, (a-b), este caracterizat de ecuația

3.8.

𝜑 𝜑𝑒⁄ = 1 √3 − 2(𝑀 𝑀𝑒⁄ )⁄ (3.8)

Domeniul plastic al curbei schelet în sensul negativ al încărcării, (a’-b’), este caracterizat de

ecuația 3.9.

𝜑 𝜑𝑒⁄ = −1 √3 + 2(𝑀 𝑀𝑒⁄ )⁄ (3.9)

Domeniul elastic de revenire în sensul pozitiv al încărcării (b-c), este descris de ecuația 3.10.

𝜑 − 𝜑𝑠𝜑

=𝑀 −𝑀𝑠

𝑀𝑒

(3.10)

Unde:

𝑀𝑠 – moment plastic.

Domeniul elastic de revenire în sensul negativ al încărcării (b’-c’), este descris de ecuația 3.11.

𝜑 + 𝜑𝑖

𝜑=𝑀 +𝑀𝑖

𝑀𝑒

(3.11)

Domeniile plastice de reîncărcare în sens pozitiv (c-d) și în sens negativ (e-f) sunt guvernate de

ecuațiile 3.12, respectiv 3.13.

𝜑 − 𝜑𝑠𝜑

=2

√3 + (𝑀 −𝑀𝑠) 𝑀𝑒⁄

(3.12)

𝜑 + 𝜑𝑖

𝜑=

2

√3 − (𝑀 +𝑀𝑖) 𝑀𝑒⁄

(3.13)

Fig. 3.9 Modelul curbiliniu Bauschinger

20

Punctele b și b’ sunt simetrice având coordonatele (𝑀𝑠, 𝜑𝑠), respectiv (𝑀𝑖, 𝜑𝑖). În cazul

când are loc reîncărcarea exact în punctul b’, curba va parcurge traseul b’-c’-b, având o alură

simetrică segmentului b-c-b’, iar în cazul când reîncărcarea depășește punctul b’ (eg. Punctul d) –

segmentul b’-d va fi parte componentă a curbei schelet (Pastia, C., Luca, S.G., 2016).

3.3 ÎMBINĂRI CU DISIPATORI HISTERETICI CU DEFORMAȚIE PLASTICĂ A

METALULUI.

Disiparea histeretică reprezintă capacitatea de disipare a energiei mecanice independentă

de frecvența excitației. Disiparea este descrisă de suprafața curbei histeretice (curba de răspuns

tensiune-deformație specifică). Alura curbei histeretice este influențată de curba caracteristică

tensiune-deformație specifică a materialului.

Odată cu introducerea elementelor disipative în cadrul structurilor, au fost efectuate

numeroase încercări experimentale și studii teoretice pentru a determina parametrii elementelor

disipative și ale structurilor echipate cu acest tip de disipatori. La momentul actual, există o serie

vastă de sisteme structurale echipate cu disipatori de energie cu deformație plastică a metalului,

utilizați pentru a spori performanța acestora la acțiuni seismice (Budescu, M., 2005).

3.3.1 ÎMBINĂRI CU DISIPATOR HISTERETIC DE TIP PI

Acest tip de îmbinare a fost propus de către Koetaka Y. și colaboratorii săi (Koetaka,Y., et

all., 2005). Îmbinarea este realizată prin prinderea cu șuruburi a câte o pereche de plăcuțe, la partea

superioară și inferioară a grinzii (Fig. 3.10). Plăcuțele de la partea superioară sunt dimensionate

să aibă suficientă capacitate portantă pentru preluarea momentului încovoietor și a forței tăietoare

provenite din grindă. Plăcile de la partea inferioară sunt concepute să disipe energia. Astfel

cerințele principale pentru dimensionarea acestora sunt: ductilitatea, rezistența la oboseală și

posibilitatea reabilitării îmbinării prin înlocuirea elementului degradat.

Fig. 3.10 Îmbinare cu disipator histeretic de tip PI (Koetaka,Y., et all., 2005)

21

Forța ultimă capabilă a elementului disipativ „PI” poate fi determinată cu ajutorul relației:

𝑃 =𝑤 · 𝜎𝑦 · 𝑡𝑟

2

2ℎ𝑝

(3.14)

Unde:

𝑤 – lățimea elementului disipativ „PI”

𝜎𝑦 – limita de curgere al materialului elementului disipativ

𝑡 – grosimea segmentului curb al elementului disipativ

ℎ𝑝 – distanța pe verticală dintre articulațiile plastice

Fig. 3.11 a. Caracteristici geometrice ale elementului disipativ PI

b. Mecanism de cedare al elementului disipativ PI. (Koetaka,Y., et all., 2005)

3.3.2 ÎMBINĂRI CU DISIPATOR HISTERETIC DE TIP ȘLIȚAT

În figura 3.12 este reprezentată îmbinarea cu disipator șlițat, (de tip slit dampers) propusă

de Sang Hoon Oh și colaboratorii săi în anul 2009 (Oh, S.H., Kim, Y.J., Ryu, H.S., 2009).

Fig. 3.12 Îmbinare cu disipator șlițat propusă de Sang Hoon Oh și colaboratorii săi (Oh,

S.H., Kim, Y.J., Ryu, H.S., 2009)

Deplasarea laterală dezvoltă două mecanisme de cedare/plasticizare a disipatorului „slit

damper” și anume cedare la forfecare și cedare la încovoiere. Tipul de cedare depinde în mod

22

direct de caracteristicile geometrice ale elementului disipativ. Chan și Albermani (Chan, R.W.K.,

Albermani, F., 2008) au definit formulele pentru forța 𝑃 de cedare a elementului disipativ în cazul

cedării din forfecare, Formula 3.15 și în cazul cedării din încovoiere Formula 3.16.

𝑃 =𝑛 · 𝜎𝑦 · 𝑡 · 𝐵

3√3 (3.15)

𝑃 =𝑛 · 𝜎𝑦 · 𝑡 · 𝐵

2

2 · 𝐻′ (3.16)

Unde:

𝑛 – numarul de lamele ale elementului disipativ

𝜎𝑦 – limita de curgere a materialului elementului disipativ

𝑡 – grosimea lamelei elementului disipativ

𝐵 – lățimea lamelei elementului disipativ

𝐻′ - înălțimea echivalentă a lamelei elementului disipativ (Fig. 3.13)

Fig. 3.13 Caracteristicile geometrice ale elementului disipativ de tip șlițat

În anul 2013 Saffari și colaboratorii săi (Saffari,H,. et all., 2013.) au propus o soluție

îmbunătățită pentru tipul de îmbinare cu disipator de tip „slit damper” (Fig. 3.14) care constă în

înlocuirea elementului superior „split-T” cu un element „slit damper”. Însă datorită faptului că

elementele disipative sunt sudate direct de stâlp și de tălpile grinzii este aproape imposibilă

înlocuirea elementului disipativ.

Fig. 3.14 Îmbinare cu disipator șlițat propusă de Saffari și colaboratorii (Saffari,H,. et all.,

2013)

23

3.3.3 ÎMBINĂRI DOUBLE SPLIT TEE (DST)

Acest tip de îmbinare (Fig. 3.15) a fost propus în cadrul normelor FEMA 350 (2005), ca

urmare a modificărilor codului AISC seismic provisions, respectiv a necesității de sporire a

gradului de ductilitate a îmbinărilor. Centrul de rotație al îmbinării se află la partea mediană a

grinzii.

În anul 2015 Massimo Latour și Gianvittorio Rizzano (Latour, M., Rizzano, G., 2015.), au

dezvoltat o variantă optimizată pentru îmbinările DST (Fig. 3.16). Autorii au propus

implementarea conceptului ADAS (Added Damping and Stiffness ) pentru a dirija concentrarea

tensiunilor înafara zonei de sudură și a reduce astfel probabilitatea de cedare a șuruburilor.

Fig. 2.15 Îmbinare DST

Fig. 3.16 Îmbinare DST cu placă de capăt în formă de clepsidră (Latour, M., Rizzano, G.,

2015.)

O altă variantă de optimizare a venit din partea echipei de cercetarea condusă de Lewei

Tong (Tong, L., et all., 2016.). Propunerea a fost inspirată din exemplul îmbinării șlițate (slit

dampers). Lewei și colab. au dezvoltat două variante pentru elementele DST (Fig. 3.17).

24

Fig. 3.17 Elemente DST turnate monolit

3.3.4 ÎMBINĂRI DISIPATIVE CU ECLISE

Îmbinarea disipativă cu eclise a fost analizată de către Luis Calado și colaboratorii (Fig.

3.18) (Calado, L., et all., 2013) și Valente M. și colaboratorii săi (Valente, M., et all., 2017a);

(Valente, M., et all., 2017b). Aceasta presupune păstrarea îmbinării sudate între grindă și stâlp,

însă impune deplasarea articulației plastice de la îmbinarea sudată prin introducerea unei zone

„slabe” în apropierea capătului grinzii.

Fig. 3.18 Îmbinare disipativă cu eclise (Valente, M., et all., 2017a)

Fig. 3.19 Îmbinare disipativă cu eclise deformată (Valente, M., et all., 2017a)

25

Autorii au analizat și posibilitatea prinderii sudate a ecliselor (Valente, M., et all., 2017b).

3.3.5 ÎMBINĂRI CU ȘURUBURI DIN ALIAJE CU MEMORIE A FORMEI

Fenomenul de memorie a formei a fost observat pentru prima dată în 1932 Acest fenomen

a fost remarcat în cadrul testelor pe un aliaj de aur-cadmiu, aliaj care are o comportare histeretică

similară cu a unui elastomer (Saadat, S., et all., 2002) (DesRoches, R., et all., 2010) (Ellingwood,

BR., et all., 2010). Acest tip de îmbinare presupune folosirea unor șuruburi, sau tendoane din aliaj

NiTi, (Shape Memory Alloys – SMA). Acest material posedă proprietăți de memorie a formei și

proprietăți superelastice. Proprietățile superelastice se manifestă prin revenirea la forma inițială

după descărcare chiar și în cazul deformațiilor foarte mari ale elementului.

Fig. 3.20 Îmbinare cu șuruburi SMA (Yam,

M. C. H., et all., 2015.)

Fig. 3.21 Îmbinare cu tije SMA(Yam, M. C.

H., et all., 2015.)

Fig. 3.22 Îmbinare cu tije SMA pentru stâlpi cu secțiune circulară

prin intermediul unei rigidizări cu placă de capăt (Wang. W., et all., 2015.)

3.4 ÎMBINĂRI CU DISIPATORI VÂSCOELASTICI

Un exemplu relevant este îmbinarea propusă de către A. Banisheikholeslami și

colaboratorii săi (Banisheikholeslami, A., et all. 2016.). Îmbinarea reprezintă o combinare a

26

disipatorilor vâsco-elastici și a disipatorilor histeretici cu deformație plastică a metalului. Aceasta

combinație s-a efectuat pentru a spori eficiența ansamblului propriu zis. Disipatorul este alcătuit

dintr-o consolă metalică, un strat special vâsco-elastic din cauciuc, un suport pentru grindă și o

serie de șuruburi. Ansamblul este prezentat în (Fig. 3.23).

Fig. 3.23 a- Îmbinare cu disipator vâsco-elastic și disipatori histeretici (ansamblu)

b -Îmbinare cu disipator vâsco-elastic și disipatori histeretici (detaliu) (Banisheikholeslami,

A., et all. 2016.)

3.5 ÎMBINĂRI CU DISIPATORI CU FRECARE

La fel ca îmbinarea cu disipator vâsco-elastic, îmbinarea cu disipator cu frecare, propusă

de Massimo Latour și colaboratorii săi (Latour, M., et all., 2015.) reprezintă o formă optimizată a

îmbinării DST - double split tee (Fig. 3.24). Principala deosebire față de o îmbinare DST clasică o

reprezintă faptul că între tălpile grinzii și consolele elementului DST este amplasat un strat de

material de fricțiune, iar găurile pentru șuruburi, din consolă sunt unite într-un șliț, pentru a permite

translația grinzii, respectiv disiparea energiei seismice prin frecare.

Fig. 3.24 Îmbinare cu disipator cu frecare (Latour, M., et all., 2015.)

27

CAPITOLUL 4 – ANALIZE NUMETICE DEZVOLTATE

PENTRU ÎMBINĂRILE CLASICE GRINDĂ-STÂLP

28

4.1 CALCULUL ÎMBINĂRII GRINDĂ-STÂLP CU PLACĂ DE CAPĂT CONFORM

EC3 ȘI A PROGRAMELOR DE CALCUL

În continuare se prezintă rezultatele obținute în urma unui studiu de caz comparativ ce a

presupus calculul unei îmbinări prin intermediul metodei analitice, cu ajutorul unui software

specializat în calculul și dimensionarea îmbinărilor metalice (IDEA StatiCa Connection) și prin

analiză numerică detaliată în ANSYS Workbench.

4.1.1 MODELE ANALIZATE

Prin direcționarea formării mecanismului de cedare în grindă sau în placa de capăt, se poate

asigura comportarea ductilă a îmbinării (Mazzolani, F.M., Piluso, V. 1996). În acest sens, au fost

analizate trei configurații de îmbinări cu placă de capăt. Modelele analizate au ca elemente

comune:

• stâlpul din profil HEA300,

• grinda IPE360,

• șuruburile M22, grupa 10.9, cu strângere normală dispuse câte 2 pe 5 rânduri.

Marca oțelului utilizat pentru grindă, stâlp, placa de capăt și rigidizări, este S235. În figura

4.4 sunt reprezentate modelele de îmbinări analizate.

Fig. 4.4 Modele analizate (dimensiuni în mm)

29

4.1.2 ANALIZA CONFORM NORMATIVULUI EUROCOD 3. SR EN 1993-1, 2006

În continuare, se prezintă rezultatele obținute pe cale analitică a îmbinării numărul 1 (Fig.

4.4 a), cu placă de capăt cu grosimea de 20mm. În urma calculului efectuat (pe baza metodei

componentelor conform Eurocod 3. SR EN 1993-1, 2006 partea 8) au fost obținute următoarele

valori:

• Moment rezistent capabil, Mj,Rd = 231,96KNm

• Rigiditate inițială, Sj,ini = 6,691*1010 Nmm/rad

Cu aceste valori s-a trasat curba de interdependență moment-rotire simplificată, biliniară

pentru îmbinarea cu placă de capăt cu grosimea de 20mm (Fig. 4.5).

Fig. 4.5 Curba de interdependență moment-rotire, conform EC3

4.1.3 ANALIZA CU PROGRAMUL IDEA STATICA CONNECTIONS

Pentru analiza simplificată a îmbinării s-a folosit programul IDEA StatiCa Connections.

Acesta este un program elaborat pe metoda Component Based Finite Element Model (CBFEM),

care păstrează elementele cheie ale metodei componentelor și le combină cu posibilitățile

calculului FEM.

Materialele asociate modelelor pentru analiza numerică sunt identice cu cele considerate

în calculul manual.

În urma analizei efectuate cu programul IDEA StatiCa Connections au rezultat următoarele

valori pentru:

• Moment rezistent capabil, Mj,Rd = 237,3 kNm

• Rigiditate inițială, Sj,ini = 10,81*1010 Nmm/rad

0

50

100

150

200

250

0 0,05 0,1 0,15 0,2

Mom

ent

[kN

m]

Rotire [rad]

EC3

30

De asemenea, în urma analizei în programul IDEA StatiCa Connections, s-a generat

automat curba de interdependență moment rotire (Fig. 4.8).

Fig. 4.8 Curba de interdependență moment-rotire generată în IDEA StatiCa

4.1.4 ANALIZA CU PROGRAMUL ANSYS WORKBENCH

Datorită faptului că Ansys Workbench nu este un program destinat în mod special

calculului îmbinărilor, a fost necesară modelarea elementelor structurale complete (stâlp și grindă),

conform schemei statice din figura 4.9.

Fig. 4.9 Schema statică a modelului analizat

31

Încărcarea modelului s-a realizat prin impunerea unei deplasări maxime de 30mm. Pentru

evaluarea rotirilor s-a folosit procedeul geometric de transformare al deplasărilor în rotiri, conform

figurii 4.10.

Fig. 4.10 Rotirea θ în funcție de deplasarea de la capătul grinzii

În figura 4.11 este reprezentată curba caracteristică de interdependență moment-rotire

pentru nodul 1, cu grosimea plăcii de capăt de 20mm, rezultată din analiza numerică în Ansys

Workbench.

Fig. 4.11 Curba de interdependență moment-rotire pentru îmbinarea cu placa de capăt cu

grosimea t=20mm

Pentru a studia influența plăcii de capăt asupra comportării nodului au fost simulate în

Ansys două modele numerice adiționale cu grosimi de placă de capăt de t=15mm, respectiv

0,00

100,00

200,00

300,00

400,00

500,00

600,00

700,00

800,00

0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14

Mom

ent

[kN

m]

Rotire [rad]

Ansys

32

t=25mm. Pentru aceste îmbinări au fost obținute curbele caracteristice de interdependență moment

rotire prezentate în figurile 4.12 și 4.13.

4.1.5 INTERPRETAREA REZULTATELOR

În figura 4.14 sunt reprezentate curbele caracteristice obținute prin trei metode diferite:

calculate analitic conform metodei componentelor din EC3, obținute în urma analizei cu element

finit cu ajutorul programului IDEA StatiCa Connections și obținute în urma analizei cu element

finit cu ajutorul programului Ansys Workbench.

Fig. 4.14 Curbe de interdependență moment-rotire obținute conform EC3, IDEA StatiCa

Connections și Ansys Workbench

Se poate observa cu ușurință o corespondență acceptabilă între curbele de interdependență

moment rotire obținute în urma calculului analitic conform EC3 și în urma modelării în programul

IDEA StatiCa Connections. Aceste similitudini sunt datorită faptului că ambele analize au la bază

metoda componentelor pentru calculul îmbinărilor. În același timp, se observă diferențe

semnificative între pantele rigidității inițiale și pantele de „consolidare” după intrarea în domeniul

plastic de lucru. Aceste diferențe sunt datorate complexității analizelor numerice detaliate, în

comparație cu analiza liniară simplificată utilizată în calculul analitic.

Rezultatele din Ansys furnizează valori superioare pentru moment, însă pantele rigidității

inițiale sunt similare cu cele din IDEA StatiCa Connections. Similitudinea rigidității este dată de

faptul că ambele programe au același grad de complexitate în ceea ce privește tratarea subiectului

dat. Diferențele de valori pentru moment sunt datorate componentei adiționale considerate în

programul Ansys, ce constă în capacitatea de preluare a momentului de către grindă.

În figura 4.15 sunt reprezentate curbele de interdependență moment-rotire pentru nodurile

1, 2 și 3 obținute cu ajutorul programului Ansys Workbench

33

Fig. 4.15 Curbe de interdependență moment-rotire obținute în Ansys Workbench pentru

îmbinările cu plăci de capăt (t=15mm; t=20mm; t=25mm)

În figura 4.15 se observă ca panta rigidității inițiale este similară în domeniul de lucru

elastic. De asemenea, se evidențiază dependența dintre capacitatea de moment încovoietor și

grosimea plăcii de capăt. Astfel, odată cu creșterea grosimii plăcii de capăt crește și momentul

încovoietor rezistent. Figura 4.15 confirmă ca răspunsul structural al îmbinării este guvernat de

geometria componentelor sale, în special grosimea plăcii de capăt. Creșterea grosimii plăcii de

capăt poate duce la cedarea tălpii stâlpului, fapt inadmisibil în dimensionarea îmbinărilor. Totodată

s-a confirmat că grosimea plăcii de capăt influențează diametrul șuruburilor, iar pentru a obține o

dimensionare rațională raportul dintre grosimea plăcii de capăt și diametrul șuruburilor trebuie să

fie aproximativ egal cu 1,2 (Venghiac, V.M., et all., 2017).

Rezultatele s-au axat atât pe studierea influenței variației grosimii plăcii de capăt asupra

comportării îmbinărilor cât pe diferențele dintre rezultatele furnizate de diferite metode de calcul.

Modelele numerice dezvoltate cu ajutorul programul Ansys au demonstrat că grosimea plăcii de

capăt este unul din parametrii cei mai importanți în ceea ce privește comportarea îmbinării și

capacitatea de preluare a încărcării de către aceasta. Astfel, s-a observat că rezistența îmbinării este

direct proporțională cu grosimea plăcii de capăt. Totodată aceste rezultate au demonstrat că

analizele numerice cu element finit reprezintă un instrument puternic pentru îmbunătățirea

cunoștințelor necesare la dimensionarea îmbinărilor. Cu toate acestea, diferențele substanțiale

înregistrate între rezultatele obținute prin două programe de calcul diferite denotă faptul că

principiile de modelare și discretizare a elementelor influențează în mod categoric acuratețea

rezultatelor.

0,00

100,00

200,00

300,00

400,00

500,00

600,00

700,00

800,00

0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14

[Mo

men

t k

Nm

]

Rotire [rad]

15 mm

20mm

25mm

34

4.2 ANALIZA PARAMET RICĂ A ÎMBINĂRII GRINDĂ-STÂLP CU PLACĂ DE

CAPĂT ȘI RIGIDIZĂRI DIAGONALE


Modelele analizate au ca elemente comune:

• stâlpul care este alcătuit din profil HEA300;

• grinda IPE360;

• șuruburile M22 grupa 10.9, dispuse câte 2 pe 5 rânduri.

Marca oțelului utilizat pentru grindă, stâlp, placă de capăt și rigidizări este S235. Profilele

alese pentru grindă și stâlp au modulii de rigiditate apropiate ca valoare.

Modelul 1 constă într-o îmbinare formată din placa de capăt de 20mm grosime și șuruburile

M22, rigidizări de 12mm pe stâlp în dreptul tălpilor grinzii și rigidizare diagonală de 10mm

ascendente. Modelul 2 este similar cu modelul 1, cu excepția direcției rigidizării diagonale

(aplicată în direcție descendentă). Modelul 3 este similar cu modelele 1 și 2, însă rigidizările

diagonale sunt aplicate pe ambele direcții.

Model 1

Model 2

Model 3

Fig. 4.16 Configurații geometrice modele analizate

Schema statică a modelelor analizate este prezentată în figura 4.18. Încărcarea aplicată

modelelor s-a realizat prin impunerea unei deplasări alternante, conform protocolului de încărcare

FEMA/SAC (FEMA 350, 2005) (Fig. 4.17). Deplasarea maximă aplicată este corespunzătoare

35

rotirii θ egală cu 0,1 radiani. Protocolul de încărcare FEMA/SAC presupune că deplasările laterale

ale stâlpului la partea superioară și inferioară sunt împiedicate (Fig. 4.10).

Fig. 4.17 Protocol încărcare FEMA/SAC Fig. 4.18 Schema statică a modelelor

analizate

Modelele au fost analizate cu ajutorul programul de calcul cu element finit ANSYS

Workbench (ANSYS., 2009). Comportarea neliniară a oțelului a fost modelată folosind curba

caracteristică biliniară simplă (Fig. 4.19).

Analizele au fost efectuate pe semi structură pentru a reduce numărul de noduri și elemente

finite, și pentru a reduce timpul efectiv de calcul.

4.2.2 REZULTATE

Conform curbelor forță-deplasare prezentate în figura 4.26 se poate concluziona că

îmbinările au o comportare aproape identică. De asemenea, se poate observa cu ușurință o

concentrare a tensiunilor la placa de capăt în dreptul tălpilor grinzii pentru toate modelele analizate

(Fig. 4.28). La nodurile 1 și 2 intensitatea tensiunilor este mai redusă comparativ cu valorile

înregistrate pentru nodul cu rigidizări diagonale în ambele direcții, însă diferențele sunt

nesemnificative.

Distribuția tensiunilor pe inima stâlpului este neuniformă după cum poate fi observat în

figura 4.29. În cazul nodului cu rigidizări diagonale pe ambele direcții distribuția tensiunilor este

mai puțin pronunțată decât în cazul nodului cu rigidizări diagonale pe una din direcții.

În figura 4.30 se prezintă distribuția tensiunilor Von-Mises. Se poate observa că la nivelul

tălpii stâlpului nu se formează concentratori de tensiuni. Totodată, nodul 3 prezintă o intensitate

mai mare a tensiunilor Von-Mises la nivelul tălpii stâlpului, aspect ce indică prezența unor

fenomene de plasticizare.

36

Fig. 4.26 Curbe forță-deplasare pentru modelele 1, 2 și 3

Fig. 4.27 Deplasarea la care are loc plasticizarea elementelor îmbinărilor

-90000

-70000

-50000

-30000

-10000

10000

30000

50000

70000

90000

-30 -20 -10 0 10 20 30

reac

țiu

ne

[N]

deplasare [mm]

diagonala 1

diagonala 2

diagonala 3

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

1 2 3

dep

lasa

re [

mm

]

nod

surub

placa de capat

grinda

stalp

37

Model 1 Model 2 Model 3

Fig. 4.28 Tensiuni von-Mises în plăcile de capăt la deplasarea maximă impusă conform

protocolului de încărcare FEMA/SAC


Fig. 4.29 Tensiuni von-Mises în inima stâlpului la deplasarea maximă impusă conform



Fig. 4.30 Tensiuni von-Mises în talpa stâlpului la deplasarea maximă impusă conform


38

CAPITOLUL 5 – STUDIU DE CAZ.

ANALIZE NUMERICE DEZVOLTATE PENTRU ÎMBINĂRILE

GRINDĂ-STÂLP CU ELEMENTE DISIPATIVE

39

5.1 ANALIZE NUMERICE DEZVOLTATE PENTRU ÎMBINĂRILE CU PLACĂ

DE CAPĂT ȘI PLĂCUȚE ADIȚIONALE

5.1.1 DEFINIREA MODELELOR NUMERICE 3D

Obiectivul principal, urmărit în cadrul analizelor prezentate în acest subcapitol, constă în

evaluarea stărilor de tensiuni și deformații specifice a componentelor unor îmbinări de tip grindă-

stâlp cu șuruburi și plăcuțe adiționale la primul și ultimul rând de șuruburi. În cazul acestor tipuri

de îmbinări se urmărește dezvoltarea mecanismului de cedare la nivelul plăcii de capăt. În acest

mod se evită cedarea de tip casant a sudurii și cedarea stâlpului în zona îmbinării. Astfel, în cadrul

modelelor numerice placa de capăt a fost îndepărtată de talpa stâlpului prin intermediul unor

plăcuțe distanțiere.

Schema statică a modelelor numerice analizate este prezentată în figura 5.1. Încărcarea

aplicată modelelor este de tip deplasare impusă, alternantă, conform protocolului de încărcare

propus de Federal Emergency Management Agency – FEMA/SAC (FEMA 350, 2005) (Fig. 5.2).

Fig. 5.1 Schema statică a modelului

analizat

Fig. 5.2 Protocol încărcare FEMA/SAC

Nodurile considerate (Fig. 5.3) au ca elemente comune stâlpul care este alcătuit din profil

HEA300, grinda IPE360, un set de șuruburi M22 grupa 10.9, dispuse câte 2 pe 3 rânduri la mijloc

și un set de șuruburi M27 grupa 10.9 montate pe primul și ultimul rând. Marca oțelului în grindă,

stâlp, placă de capăt și rigidizări este S235. Profilele selectate pentru grindă și stâlp au rigidități

apropiate.

Pentru nodul 1 s-a proiectat o îmbinare formată din placă de capăt de 15mm grosime și

plăcuțe adiționale de 25mm grosime și 70mm lățime, amplasate la 50mm față de talpa grinzii.

Nodul 2 este similar cu nodul 1, cu excepția unor plăcuțe distanțiere de 8mm grosime montate

între placa de capăt și talpa stâlpului. Pentru nodul 3 s-a proiectat o îmbinare formată din placă de

40

capăt de 15mm grosime și plăcuțe adiționale de 25mm grosime și 70mm lățime, amplasate la

100mm față de talpa grinzii. Nodul 4 este similar cu nodul 3, cu excepția unor plăcuțe distanțiere

de 8mm grosime montate între placa de capăt și talpa stâlpului.

Fig. 5.3 Configurațiile geometrice ale nodurilor analizate

În figura 5.4 este prezentată rețeaua de discretizare selectată pentru îmbinările analizate.

Această rețea a fost definită conform principiilor prezentate în subcapitolul 4.1.4, al capitolului 4.

De asemenea, elementele finite utilizate pentru crearea modelelor numerice analizate în acest

studiu, au fost selectate conform metodologiei prezentate în același subcapitol.

5.1.2 REZULTATE

Curbele histeretice obținute în urma analizelor elasto-plastice sunt prezentate în figurile

5.5; 5.7; 5.9; 5.11 și 5.13. În figura 5.14 sunt prezentate valorile comparative ale deplasărilor la

care se plasticizează elementele caracteristice, pentru fiecare nod. Tensiunile care se dezvoltă la

nivelul plăcilor de capăt sunt prezentate în figura 5.15. În figurile 5.16 și 5.17 sunt prezentate

Configurația geometrică a nodului 1 Configurația geometrică a nodului 2

Configurația geometrică a nodului 3 Configurația geometrică a nodului 4

41

tensiunile care se dezvoltă la nivelul inimii și tălpii stâlpului. Aceste tensiuni sunt înregistrate la

valorile maxime ale încărcării.

După cum se poate observa în figura 5.13, plăcuțele distanțiere nu oferă un aport

semnificativ la creșterea capacității de disipare a nodului. Totodată, poate fi observată o creștere a

valorilor forțelor de reacțiune a îmbinării la capătul grinzii, pentru îmbinările cu plăcuțe distanțiere

în comparație cu îmbinările care au doar plăcuțe adiționale.

De asemenea, în figura 5.15 se evidențiază apariția unor concentrări de tensiune în placa

de capăt, la nivelul tălpilor grinzii și la nivelul rândului doi de șuruburi.

Fig. 5.13 Curbe forță-deplasare pentru nodul 2 (analizat în capitolul 4.1) și nodurile cu

plăcuțe distanțiere 1, 2, 3 și 4

Fig. 5.14 Deplasarea la care are loc plasticizarea elementelor îmbinărilor

-90000,000

-70000,000

-50000,000

-30000,000

-10000,000

10000,000

30000,000

50000,000

70000,000

90000,000

-30 -20 -10 0 10 20 30

reac

țiune

[N]

deplasare [mm]

nod 2

placuta

dist_1placuta

dist_2placuta

dist_3

0

5

10

15

20

25

1 2 3 4

dep

lasa

re [

mm

]

nod

surub

placa de capat

grinda

stalp

42

Fig. 5.15 Harta tensiunilor von-Mises înregistrate în plăcile de capăt la deplasarea maximă

impusă conform protocolului de încărcare FEMA/SAC

Nod 1 Nod 2

Nod 3 Nod 4

43

Nod 1 Nod 2

Nod 3 Nod 4

Fig. 5.16 Harta tensiunilor von-Mises înregistrate în inima stâlpului la deplasarea maximă


După cum se poate observa în figura 5.16, distribuția tensiunilor pe inima stâlpului este

neuniformă indiferent de poziția plăcuțelor adiționale și prezența plăcuțelor distanțiere. În figura

5.17 se observă o distribuție a tensiunilor destul de redusă la nivelul tălpii stâlpului. Nodul 2 și

nodul 4 prezintă o intensitate mai mică a tensiunilor la nivelul tălpii stâlpului în comparație cu

îmbinările fără plăcuțe distanțiere. Se observă faptul că la nivelul tălpii stâlpului se dezvoltă

fenomene de plasticizare doar la nodurile fără plăcuțe distanțiere.

44

Nod 1 Nod 2

Nod 3 Nod 4

Fig. 5.17 Harta tensiunilor von-Mises înregistrate în talpa stâlpului la deplasarea maximă


5.1.3 CONCLUZII ȘI OBSERVAȚII

După cum a fost menționat mai sus, se poate concluziona că plăcuțele adiționale nu aduc

un aport semnificativ la creșterea capacității de disipare a energiei. Totodată, aceste elemente nu

contribuie la sporirea rezistenței nodului. Acest aspect poate fi explicat prin distanțarea primului

și ultimului rând de șuruburi de la tălpile grinzii. Distanțarea este condiționată de necesitatea de a

dirija plasticizarea plăcii de capăt în spațiul cuprins între talpa grinzii și plăcuța adițională. După

cum se observă în figura 3.13, placa de capăt se plasticizează la nivelul tălpilor grinzii și la muchia

interioară a plăcuței adiționale.

După cum se poate observa în figura 3.16, distribuțiile tensiunilor la nivelul inimii stâlpului

sunt neuniforme. De asemenea, valorile maxime ale acestor tensiuni sunt apropiate de cele ale

45

rezistențelor maxime, aspect ce face posibilă plasticizarea elementului. Plăcuțele distanțiere nu

influențează semnificativ distribuția tensiunilor la nivelul inimii stâlpului.

Pe talpa stâlpului, apar concentrări de tensiuni de la nivelul tălpilor grinzii, doar în cazul

stâlpilor fără plăcuțe distanțiere. În cazul îmbinărilor cu plăcuțe distanțiere, intensitatea tensiunilor

pe talpa stâlpului este foarte redusă, fără a manifesta fenomene de plasticizare (Fig.3.17).

În figura 5.18 sunt reprezentate valorile forței de reacțiune la capătul grinzii pentru fiecare

nod, aferente deplasării maxime, în comparație cu îmbinările cu rigidizări diagonale analizate în

capitolul anterior. Aceste valori demonstrează că eliminarea rigidizărilor diagonale, și adăugarea

plăcuțelor suplimentare pe placa de capăt reduc semnificativ rezistența nodului. Rezistența nodului

cu plăcuțe distanțiere este mai mare cu 1% în comparație cu îmbinările care au doar plăcuțe

suplimentare. Dublarea distanței între talpa grinzii și rândul exterior de șuruburi, reduce rezistența

nodului cu aproximativ 6%.

5.2 ÎMBINĂRI CU PLĂCI DISIPATIVE DE TIP TADAS


Elementul disipativ (Fig. 5.19) propus este conceput ca un element care poate fi înlocuit

atunci când suferă degradări majore. Totodată, îmbinarea grindă stâlp a fost proiectată să poată

prelua încărcările gravitaționale fără intrarea în lucru a elementelor disipative. Elementele TADAS

au rolul de protecție pasivă antiseismică. Aceste elementele au dimensiuni standardizate și pot fi

înlocuite fără a ține cont de poziția lor în cadrul ansamblului îmbinării.

Elementul TADAS propus în acest studiu este alcătuit dintr-un cornier cu aripi inegale

L100x65x7 conform (SR EN 10056-1 2000), de care sunt sudate elementele disipative

triunghiulare (de grosime t=8mm) care au adițional un element inelar pentru prinderea cu șuruburi.

Elementele disipative sunt prinse de inima grinzii dublu simetric; în acest mod se asigură o

comportare adecvată a îmbinării la acțiuni ciclice. Grinda reazemă pe un dorn înglobat în structura

stâlpului dornul are rol de preluare a forței tăietoare transmise de grindă. De stâlp sunt prinse

corniere cu aripi inegale L160x60x10. Prinderea cornierelor de inima grinzii și de talpa stâlpului

s-a realizat cu șuruburi M18 clasa 9.10. În acest mod se evită apariția unor defecte de construcție

datorate sudării elementelor în șantier. Elementele disipative sunt conectate de stâlp prin

intermediul unor „bretele” de grosime t=8mm, care au rolul de a asigura transmiterea eforturilor

din încovoiere a grinzii la elementele disipative (Fig. 5.20). Toate elementele îmbinării sunt

realizate din oțel S235

46

Fig. 5.19 Configurația geometrică a unui element disipativ de tip TADAS

Grinda prezintă o secțiune IPE 360 (SR EN 1025-5. 1994), iar stâlpul are secțiunea

HEA300 (SR EN 1025-3. 1994).

Schema statică a modelului analizat este prezentată în figura 5. 1. Încărcarea aplicată

modelelor este de tip deplasare impusă, alternantă, conform protocolului de încărcare FEMA/SAC

(FEMA 350, 2005) (Fig. 5.2).

5.2.2 REZULTATE

Modelul a fost încărcat progresiv până când deplasările la capătul grinzii au depășit

valoarea relativă de 20mm. După cum se poate observa, curba histeretică prezentată în figura 5.24

este foarte aplatizată. De asemenea, harta de tensiuni ilustrată în figura 5.25, demonstrează faptul

că elementele disipative TADAS nu au ajuns în etapa de plastifiere. Acest aspect este evidențiat și

de dezvoltarea unor concentrări de tensiuni la nivelul cornierului de conexiune al elementului

disipativ. Elementele „slabe” în care s-au dezvoltat tensiuni normale peste valorile admisibile sunt

„bretelele”, acestea fiind solicitate la întindere axială (Fig. 5.26).

Fig. 5.25 Harta tensiunilor Von-Mises pentru elementele disipative TADAS

47

Fig. 5.26 Harta tensiunilor Von-Mises pentru „bretelele” de conexiune


Disipatorul cu elemente de tip TADAS nu este optimizat suficient pentru a fi utilizat la

îmbinările grindă-stâlp. Acest aspect este evidențiat de necesitatea folosirii unui număr mare de

componente care să asigure transferul de eforturi și care pot prezenta „puncte slabe” în alcătuirea

îmbinării. De asemenea, acestea pot fi înlocuite fără a scoate din uz structura. În practică, trebuie

analizate însă și dimensionate corespunzător toate elementele, pentru a asigura intrarea

elementelor TADAS în domeniul plastic pe întreaga înălțime.

5.3 ÎMBINĂRI CU PLĂCI DISIPATIVE ȘI REAZEM DE TIP CONSOLĂ


Obiectivul principal al analizelor prezentate în acest subcapitol constă în studiul stărilor de

tensiuni și deformații specifice a plăcuței disipative, în funcție caracteristicile geometrice ale

acesteia. Pentru simplificarea modelelor și raționalizarea volumului de calcul, analiza a fost redusă

la simularea plăcuței disipative și a componentelor acesteia.

Îmbinarea analizată este alcătuită din stâlp HEA300, grindă IPE360, șuruburi M27 grupa

10.9, dispuse câte 2 pe 2 rânduri, placă disipativă de 15mm grosime și o serie de plăcuțe care au

rol de distanțiere, pentru a facilita deformarea plăcuței disipative. Din ansamblul îmbinării face

parte și o consolă cu rigidizări pentru preluarea eficientă a forței tăietoare, pe care este așezată o

bară pe post de rulment și doi limitatori care împiedică deplasarea rulmentului. Suprafața de

contact dintre rulment și grinda care reazemă pe acesta, reprezintă centrul de rotație a îmbinării.

Transmiterea eforturilor din grindă în plăcile disipative este realizată prin intermediul unor plăcuțe

de distanțiere (Fig.5.28). Dimensiunile plăcilor disipative sunt reprezentate în figura 5.29. Marca

oțelului pentru grindă stâlp și plăcuțe este S235.

48

Fig. 5.28 Configurațiile geometrice ale îmbinărilor analizate

Fig. 5.29 Configurațiile geometrice ale plăcilor disipative analizate

Modelele au fost analizate cu programul de analiză cu element finit ANSYS. Comportarea

neliniară a materialelor a fost modelată pe baza unei curbe caracteristice biliniare simple. Modelul

a fost simplificat la analiza comportării plăcii disipative, iar elementele liniare (grindă și stâlp) au

fost considerate infinit rigide. Deplasarea de 25mm a fost redusă la o deplasare indusă la rândul

de sus de șuruburi. Deplasarea aplicată a fost de 8mm în ambele direcții, pe una din plăcuțele de

distanțiere, iar la capătul opus al acesteia a fost aplicat un reazem fix.

5.3.2 REZULTATE

Curbele histeretice pentru plăcuțele disipative 1 și 2 sunt prezentate în figura 5.31.

Tensiunile care se dezvoltă în plăcuțele disipative sunt prezentate în figura 5.32.

49

Fig. 5.31 Curbe histeretice pentru plăcile disipative 1 și 2

Fig. 5.32 Harta tensiunilor von-Mises, în plăcile disipative 1 și 2, în funcție de pasul de

încărcare

După cum se poate observa în figura 5.31, ambele plăcuțe au o comportare aproximativ

identică. Hărțile de distribuție a tensiunilor von-Mises au fost analizate cu ajutorul programului

ISANNIF (Inteligent System Artificial Neural Network Internal Forces). Acest program

prelucrează imagini în diverse formate (.png, .jpg, .bmp și .jpeg), cu ajutorul rețelelor neuronale

artificiale pentru a analiza distribuția tensiunilor în placă (Pandelea Alexandrina-Elena, et all.

50

2017). În cadrul analizei au fost evaluate suprafețele plăcilor disipative și cele aferente zonelor

plasticizate (culoarea verde)

Fig. 5.33 Arii evaluate cu programul ISANNIF

Conform tabelului 5.1, se poate observa faptul că placa disipativă rectangulară (placa 1) se

plasticizează în proporție de aproximativ 35% din suprafața acesteia, cu un maxim de 43,5% în

pasul 4 de încărcare. Placa disipativă în formă de clepsidră (placa 2) se plasticizează în proporție

de 52,5% și prezintă un comportament mai stabil.


Pe baza curbelor histeretice ilustrate în figura 5.31, se poate concluziona că forma plăcii

disipative nu are o influență semnificativă asupra capacității de disipare a energiei a acestor

îmbinări. În schimb apare o uniformizare a tensiunilor în suprafața plăcii disipative în cazul plăcii

disipative în formă de clepsidră, datorită optimizării secțiunii acesteia din punct de vedere al

distribuției tensiunilor pe înălțimea secțiunii. De asemenea, se poate observa o scădere a rigidității

plăcii disipative 2, datorită reducerii volumului de material.

Conform rezultatelor determinate cu programul ISANNIF, se poate constata că optimizarea

formei plăcii disipative oferă o creștere a suprafeței de material plasticizat de aproximativ 25%

față de placa rectangulară. Totodată, creșterea volumului de material plasticizat nu contribuie la

capacitatea de disipare a energiei seismice, însă decuparea materialului contribuie semnificativ la

inițierea fenomenului de plasticizare a plăcii disipative.

5.4 ÎMBINĂRI CU ELEMENT DISIPATIV DE TIP BARĂ TORSIONATĂ

Un obiectivul important al analizei prezentate în acest subcapitol constă în studiul stărilor

de tensiuni și deformații specifice pentru componentele îmbinării cu element disipativ de tip bară

torsionată (Fig. 5.34). Acest element disipativ este alcătuit dintr-o placă destinată disipării energiei

51

prin torsionare, care este „încastrată” în două plăci laterale destinate îmbinării elementului

disipativ cu elementele de rigidizare ale stâlpului.

Fig. 5.34 Configurația geometrică a elementului disipativ de tip bară torsionată


Încărcarea aplicată modelului este de tip deplasare impusă, alternantă, conform

protocolului FEMA/SAC (FEMA350, 2005) (Fig. 5.1). Schema statică a modelului analizat este

prezentată în figura 5.2.

Îmbinarea (Fig. 5.37) este alcătuită din stâlp HEA300; grindă IPE360; o consolă cu

grosimea de 20mm pe care reazemă grindă prin intermediul unui aparat de reazem de tip rolă și

două rigidizări laterale cu grosimea de 15mm, de care este conectat elementul disipativ de tip bară

torsionată. Îmbinarea este realizată cu șuruburi M24 grupa 10.9. Marca oțelului în toate elementele

îmbinării este S235.

Fig. 5.37 Configurația geometrică a îmbinării cu elemente disipativ de tip bară torsionată

În figura 5.38 este prezentată rețeaua de discretizare selectată pentru modelul analizat.

Această rețea a fost definită conform principiilor prezentate în subcapitolul 4.1.4. De asemenea,

elementele finite utilizate pentru crearea modelelor numerice analizate în acest studiu, au fost

selectate conform metodologiei prezentate în același subcapitol.

52

5.4.2 REZULTATE

Curba histeretică pentru îmbinarea cu disipator de tip bară torsionată este prezentată în

figura 5.39. Tensiunile dezvoltate în plăcile elementului disipativ sunt ilustrate în figura 5.40.

Fig. 5.39 Curba forță-deplasare pentru nodul cu element disipativ de tip bară

torsionată

Fig. 5.40 Harta tensiunilor von-Mises, în elementul disipativ de tip bară torsionată

vedere din față și vedere laterală, la deplasarea maximă impusă conform



Figura 5.40 demonstrează faptul că elementul disipativ se deformează în urma încărcărilor

ciclice exact cum este conceput. Are loc plasticizarea totală a elementului torsionat, iar tensiunile

dezvoltate în plăcile laterale sunt nesemnificative. S-au observat tensiuni critice doar în regiunea

golurilor pentru șuruburi ale elementelor de rigidizare laterală, datorate fenomenului de forfecare

a șuruburilor. Curba histeretică din figura 5.39 evidențiază rezistența sporită a îmbinării la acțiuni

ciclice.

Performanțele îmbunătățite ale îmbinării element disipativ de tip bară torsionată au

justificat alegerea acestui tip de disipator pentru încercarea dinamică experimentală, pe platforma

seismică.

53

CAPITOLUL 6 – DETERMINAREA PE CALE

EXPERIMENTALĂ A PERFORMANȚELOR DE DISIPARE A

ENERGIEI PENTRU NOUL PROTOTIP PROPUS

54

6.1 DESCRIEREA ELEMENTULUI DISIPATIV PROPUS

În cadrul programului de doctorat s-a proiectat și executat un element prototip de disipare

a energiei. Dispozitivele disipatoare de energie au la bază principiul de funcționare de tip bară

torsionat încovoiată (Budescu, M., 2005), adaptat cerințelor de îmbinare grindă-stâlp (Fig. 6.1),

disiparea energiei producându-se prin deformare plastică a metalului.

Pentru evaluarea performanțelor structurale de disipare a energiei produsă la solicitări

dinamice/seismice ale elementului prototip, s-au efectuat studii pe îmbinări grindă-stâlp cu plăci

disipative, în cadrul Departamentului de Mecanica Structurilor al Facultății de Construcții și

Instalații din Iași. Deoarece dimensiunile platformei seismice sunt limitate, a fost necesară

reducerea dimensiunilor modelului, precum și adaptarea caracteristicile geometrice ale stâlpilor și

grinzilor.

Fig. 6.1 Element prototip de disipare a energiei – caracteristici geometrice

Elementul prototip de disipare a energiei propus în cadrul acestei teze este destinat în

special structurilor metalice de tip parter, sau parter + n etaje (n≤3), (e.g.: hale industriale, clădiri

de birouri etc.), respectând condiția deplasărilor relative de nivel admisibile.

Îmbinarea elementului prototip de disipare a energiei se realizează prin prinderea cu șuruburi a

elementului [A] de rigidizările laterale ale stâlpului și prinderea cu șuruburi a elementului [B] (bara

torsionat-încovoiată propriu zisă) de placa de capăt a grinzii (Fig. 6.1).

Deoarece elementul disipativ funcționează pe principiul încovoierii și torsionării

elementului [B] din figura 6.1, prin modificarea dimensiunilor geometrice și proprietăților fizico-

mecanice ale acestuia se pot controla limitele de deplasare relativă de nivel și comportarea per

ansamblu a nodului. Practic, pentru aceeași structură se pot realiza elemente disipative cu

caracteristici diferite (Fig. 6.2).

55

Fig. 6.2 Elemente disipative cu caracteristici de rigiditate variate

6.2 DESCRIEREA MODELULUI EXPERIMENTAL

Îmbinarea cu element disipativ este parte componentă a modelului experimental prezentat

în figura 6.3. Modelul experimental este alcătuit din:

• stâlpi HEA 140 (SR EN 1025-3. 1994);

• grinzi principale IPE 120 (SR EN 1025-5. 1994);

• grinzi secundare și grinzi de rezemare pentru masa adițională – profil tubular 76,1x5 (SR

EN 10210-2. 1997);

• tiranți ∅18mm pe direcția transversală aplicării încărcărilor dinamice, pentru a rigidiza

modelul.

Stâlpul este prevăzut cu două rigidizări exterioare prin care se asigură prinderea

elementului disipativ și cu o consolă de rezemare pentru grindă prin care se asigură integritatea și

stabilitatea structurii după degradarea elementului disipativ. Marca oțelului folosit la realizarea

modelului experimental este S235. Șuruburile folosite la asamblarea modelului sunt M12 grupa

9.10.

Fig. 6.3 Schemă model experimental Fig. 6.4 Modelul experimental pregătit

pentru testare

56

S – stâlp;

GP – prindă principală;

GS – grindă secundară;

GR – grindă rezemare încărcare statică;

DE – element disipativ.

Programul de testare a constat în încercarea a două modele experimentale, ce prezintă

aceeași schemă (Fig. 6.3), dar configurații geometrice diferite ale elementelor disipative. Pe

grinzile de rezemare sunt amplasate 3 dale din beton cu dimensiunile 160x80x10 cm, a câte 315kg

fiecare, cu rolul de simulare a încărcării gravitaționale (permanente și variabile) transmise de placă.

Modelul experimental 1 a fost echipat cu elemente disipative cu grosimea elementului [B]

(bară torsionat-încovoiată) de 10mm, în timp ce modelul experimental 2 a fost echipat cu elemente

disipative cu grosimea elementului [B] de 6mm (Stașcov, M., 2019).

6.3 ANALIZA NUMERICĂ A MODELUL EXPERIMENTAL

6.3.1 Analiza numerică cu ajutorul softului dedicat IDEA StatiCa Connections

Îmbinarea grindă-stâlp a fost analizată utilizând programul IDEA StatiCa Connections –

program special dezvoltat pentru analiza îmbinărilor metalice.

În urma analizei numerice s-au obținut următoarele valori caracteristice pentru îmbinarea

cu element disipativ prototip, respectiv curba caracteristică moment-rotire ilustrată în figura 6.5.

• Moment capabil Mj,Rd = 0.9kNm

• Rigiditate inițială Sj,ini = 0.1MNm/rad

Fig. 6.5 Curba caracteristică moment-rotire generată în programul IDEA StatiCa

Connections

6.3.2 Analiza numerică a modelului experimental realizată cu softul SAP 2000

Modelul experimental spațial prezentat în figura 6.3 este simplificat și redus la un cadru

plan, conform schemei statice din figura 6.6. Încărcarea provenită din dalele de beton este

considerată încărcare concentrată în raport cu poziția grinzilor de rezemare

57

Fig. 6.6 Schema statică a cadrului plan analizat în SAP 2000

În cadrul analizei numerice prezentate în această secțiune s-au introdus trei ipoteze

distincte, și anume:

• Ipoteza 1 – îmbinarea grindă-stâlp total rezistentă și perfect rigidă;

• Ipoteza 2 – îmbinarea grindă-stâlp articulată;

• Ipoteza 3 – rezistența și rigiditatea îmbinării au valori echivalente valorilor obținute în

programul IDEA StatiCa Connections.

Rezultatele obținute sunt centralizate și reprezentate grafic în figurile 6.7 și 6.8.

Fig. 6.7 Perioade proprii de vibrație ale

cadrului

Fig. 6.8 Frecvențe vibrație ale cadrului

6.3.3 Concluzii rezultate în urma analizelor numerice

Conform analizei numerice efectuate în IDEA StatiCa Connections îmbinarea se

încadrează în categoria îmbinărilor articulate. Schema statică a îmbinării prezintă o încastrare

parțială, însă valorile rigidității și rezistenței la moment încovoietor sunt relativ mici.

6.4 DESCRIEREA ECHIPAMENTULUI DE TESTARE SEISMICĂ

Încercarea la acțiuni dinamice/seismice s-a realizat pe platforma seismică ANCO R250-

3123 (Fig. 6.9) din cadrul Departamentului de Mecanica Structurilor al Facultății de Construcții și

Instalații din Iași.

0,070,09 0,09

T [s]

nod incastrat nod articulat

nod IDEA StatiCa

15,2810,84 11,19

f [Hz]

nod incastrat nod articulat

nod IDEA StatiCa

58

Fig. 6.9 Platforma seismică ANCO R250-

3123

Fig. 6.10 Platforma seismică ANCO

R250-3123 vedere de jos (a, b, c -

actuatoare servo-hidraulice)

Caracteristicile tehnice generale ale platformei seismice sunt:

• Mișcare tri-axială (mișcare în două direcții în plan orizontal plus mișcare în plan vertical);

• Deplasare absolută maximă: 300 mm;

• Viteză maximă: 0,8m/s;

• Accelerație maximă (cu o masă de 10 tone dispusă pe platformă): 3,0g;

• Capacitate maximă: 16 tone;

• Interval frecvențe: 1-7 Hz (în urma înlocuirii unor elemente, acest parametru este în proces

de testare).

Platforma este dotată cu trei accelerometre pentru a monitoriza accelerația de input a platformei

(Fig. 6.11).

Fig. 6.11 Accelerometre amplasate pe platforma seismică ANCO R250-3123

Platforma seismică ANCO R250-3123 suportă o gamă extrem de largă de semnale de

excitație (în funcție de necesitățile utilizatorilor), cele mai utilizate fiind (Fig. 6.12):

59

• semnal sinusoidal cu frecvență constantă (sine beat - Fig. 6.12.a)

• semnal sinusoidal cu frecvență variabilă (sine sweep - Fig. 6.12.b)

• accelerogramă (Fig. 6.12.c):

- provenită de la un seism real;

- sintetice (generate în laborator).

6.5 ACHIZIȚIA DATELOR. PREGĂTIREA MODELULUI EXPERIMENTAL

6.5.1 Achiziția datelor

Modelul experimental a fost echipat cu traductori de deplasare și accelerometre, pentru

obținerea datelor care caracterizează răspunsul structurii la acțiunea aplicată. Traductorii de

deplasare folosiți sunt Celesco PT5AV (Fig. 6.13), de tip rezistiv cu fir, cu deplasare absolută de

1,00 m. Acest tip de traductor de deplasare este compus dintr-un potențiometru care măsoară în

timp deplasarea firului și un tahometru care indică viteza cu care se mișcă firul traductorului.

Modelul a fost echipat și cu accelerometre Dytran 3202A LIVM, care au sensibilitatea

100mV/g și intervalul de măsurare ±10g (Fig. 6.14) (Toma, I., et all. 2009), (Țăranu, N., et all.

2010) .

Fig. 6.13 Traductor de deplasare Celesco

PT5AV

Fig. 6.14 Accelerometru Dytran 3202A

LIVM

Modelul experimental a fost echipat cu patru traductoare de deplasare (două la capătul

stâlpilor și două la capătul grinzilor). Adițional a fost folosit un traductor de deplasare dispus la

baza modelului, care înregistrează deplasarea platformei seismice. La partea superioară a

modelului au fost amplasate patru accelerometre, două pe direcție X (A1, A2) și două pe direcție

Y (A3, A4), conform figurii 6.15. Înainte de a fi montate, traductoarele au fost verificate și

calibrate conform procedurilor prevăzute în manualul de utilizare.

60

Fig. 6.15 Schema de montare a traductorilor pe model

Fig. 6.16 Traductori montați pe model (stâlp C1)

Traductorii au fost conectați la sistemul de achiziție a datelor DAQ ESAM Traveller (Fig.

6.17), acesta fiind este alcătuit dintr-o punte amplificator de semnal și un sistem de transformare

a semnalului analog în semnal digital. Sistemul de achiziție are inclus și un pachet software

specializat care permite înregistrarea și procesarea datelor provenite de la senzori.

6.5.2 Acțiunea aplicată modelului experimental

Pentru a evidenția cât mai corect răspunsul structural și comportarea de ansamblu a

prototipului disipativ, s-a decis ca acțiunea aplicată modelului să fie de tip sinus (sine beat) cu

frecvență constantă și intensitate variabilă (Fig. 6.18). S-a evitat utilizarea unei acțiuni cu frecvențe

61

multiple (accelerograme) deoarece efectul produs de suprapunerea diverselor frecvențe ale

semnalului de excitație era dificil de cuantificat.

Primele teste preliminare s-au realizat cu o frecvență a semnalului de 1 Hz, această valoare

fiind caracteristică structurilor reale (la scară naturală). Deoarece modelul la scară redusă are

caracteristici dinamice diferite, pentru stabilirea frecvenței semnalului de excitație, s-a determinat

pe cale experimentală frecvența proprie a modelului experimental. Astfel, în urma măsurătorilor

s-a luat decizia ca frecvența semnalului de excitație să fie 6 Hz.

Pentru a evita cedarea prematură a modelului, testarea s-a realizat în mai multe etape, după

fiecare test intensitatea semnalului fiind crescută cu 0,05g (cu mențiunea că softul de control al

platformei impune utilizarea datelor de intrare sub formă de decibeli). Variația redusă a

amplitudinii semnalului de excitație a condus la nu număr foarte mare de teste și, implicit, de

rezultate, multe din ele fiind însă extrem de apropiate.

Fig. 6.18 Acțiunea aplicată modelului experimental

Pentru a evita prezentarea unui număr impresionant de rezultate similare, ce nu oferă

informații relevante, au fost selectate șase teste reprezentative ale căror rezultate oferă informații

concludente privind răspunsul modelului structural:

• intensitate 0 dB și frecvența de 1 Hz;

• intensitate +15dB și frecvența de 6 Hz;




• intensitate +25dB și frecvența de 6 Hz.

Rezultatele celor 6 teste reprezentative sunt prezentate pe larg la punctul 6.6.

62

6.6 REZULTATE EXPERIMENTALE

6.6.1 Rezultate obținute pentru Modelul 1

Rezultatele obținute în urma primului test, cu frecvența de 1 Hz și intensitatea de 0 dB,

sunt prezentate în imaginile de mai jos. Figurile 6.19 și 6.20 ilustrează curba deplasare în timp a

platformei (acțiune) și a stâlpului (reacțiune), respectiv curba deplasare în timp a platformei

(acțiune) și a grinzii (reacțiune). Figurile 6.21 și 6.23 ilustrează curba accelerație în timp a

platformei (acțiune) și a stâlpului (reacțiunea structurii). Figurile 6.24 și 6.25 prezintă curba

histeretică pentru stâlp și pentru grindă, ambele măsurători fiind realizate în același nod, în

imediata vecinătate a elementului disipativ. Astfel, diferența dintre aceste 2 curbe reprezintă

influența pe care elementul disipativ o aduce asupra răspunsului structural.

Fig. 6.19 Test 1 Diagrama deplasare – timp pentru stâlp. Model 1

Fig. 6.20 Test 1 Diagrama deplasare – timp pentru grindă. Model 1

-30

-20

-10

0

10

20

30

0 5 10 15 20 25 30 35 40

dep

lasa

re [

mm

]

timp [s]

D platformă

D stâlp C1

-30

-20

-10

0

10

20

30

0 5 10 15 20 25 30 35 40

dep

lasa

re [

mm

]

timp [s]

D platformă

D grindă

63

Fig. 6.21 Test 1 Diagrama accelerație – timp (acțiune – a0). Model 1

Fig. 6.22 Test 1 Diagrama accelerație – timp (răspuns structură – a relativ). Model 1

Fig. 6.23 Test 1 Comparație diagrame accelerație - timp acțiune. Model 1

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0 5 10 15 20 25 30 35 40

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a 0

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0 5 10 15 20 25 30 35 40

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a relaiv

-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0 5 10 15 20 25 30 35 40

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a relativa 0

64

Fig. 6.24 Test 1 Curba histeretică la capătul stâlpului. Model 1

Fig. 6.25 Test 1 Curba histeretică la capătul grinzii. Model 1

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

-30 -20 -10 0 10 20 30 40

acce

lera

tie

[g]

deplasare [mm]

histerezis stalp

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

-30 -20 -10 0 10 20 30 40

acce

lera

tie

[g]

deplasare [mm]

histerezis grinda

65

În figurile 6.54 – 6.61 sunt reprezentate grafic rezultatele obținute în urma ultimului test

selectat, cu frecvența de 6 Hz și intensitatea de +25 dB.



-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

0 5 10 15 20 25 30 35 40

dep

lasa

re [

mm

]

timp [s]

D platformă

D stâlp C1

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

0 5 10 15 20 25 30 35 40

dep

lasa

re [

mm

]

timp [s]

D platformă

D grindă

66




-6,0

-4,0

-2,0

0,0

2,0

4,0

6,0

0 5 10 15 20 25 30 35 40

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a 0

-6,0

-4,0

-2,0

0,0

2,0

4,0

6,0

0 5 10 15 20 25 30 35 40

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a relaiv

-6,0

-4,0

-2,0

0,0

2,0

4,0

6,0

0 5 10 15 20 25 30 35 40

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a relativ

a 0

67



-1,5

-1,0

-0,5

0,0

0,5

1,0

1,5

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20

acce

lera

tie

[g]

deplasare [mm]

histerezis stalp

-1,5

-1,0

-0,5

0,0

0,5

1,0

1,5

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20

acce

lera

tie

[g]

deplasare [mm]

histerezis grinda

68

Fig. 6.61 Test 6 Comparație între curbele histeretice de la capătul grinzii și al stâlpului.

Model 1

În figurile de mai jos (Fig. 6.62 – 6.64) sunt reprezentate grafic frecvențele proprii de

vibrație ale primului model experimental, determinate înaintea testelor și, respectiv, după

realizarea ultimului test. Se poate observa că frecvența modelului determinată conform ultimului

test este mai mică comparativ cu frecvența inițială a modelului.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

0

1

2

3

4

5

6

7

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

0123456789

1011

5.75Hz

Magnit

ude

6.77Hz

Magnit

ude

Frequency

Fig. 6.62 Frecvența modelului 1 la începutul și la sfârșitul testelor

-1,5

-1,0

-0,5

0,0

0,5

1,0

1,5

-20 -15 -10 -5 0 5 10 15 20

acce

lera

tie

[g]

deplasare [mm]

histerezis grindă

histerezis stalp

69

Rezultatele prezentate grafic în figurile 6.63 și 6.64 au fost prelucrate cu un soft specializat,

astfel, după cum se poate observa, curbele de intrare sunt evidențiate cu roșu si negru, iar datele

de ieșire (anvelope și curbe de amortizare) sunt evidențiate cu magenta, respectiv albastru.

39.5 40.0 40.5 41.0 41.5 42.0 42.5 43.0 43.5 44.0

-0.08

-0.06

-0.04

-0.02

0.00

0.02

0.04

0.06

0.08

0.10

0.12

Acc

eler

atie

X p

latf

orm

a (g

)

Time (s)

Acceleratie X platforma

Acceleratie X C1

SineDamp Fit of Sheet1 E" Acceleratie X C1"

ExpDec1 Fit of Sheet1 E" Acceleratie X C1"


Model SineDamp

Equationy= y0 + A*exp(-x/ t0)*sin(PI*(x-x

c)/ w)

Plot Acceleratie X C1

y0 0.00178 ± 2.98362E-4

xc 0.92781 ± 0.05767

w 0.07384 ± 1.02737E-4

t0 3.83218 ± 0.84189

A 847.75662 ± 2059.25141

Reduced Chi-Sqr 3.49179E-5

R-Square(COD) 0.71551

Adj. R-Square 0.71258

Model ExpDec1

Equation y = A1*exp(-x/ t1) + y0

Plot Accelerat ie X C1

y0 0.01739 ± 2.71675E-4

A1 1.88536E25 ± 6.7884E25

t1 0.66639 ± 0.03848


R-Square(COD) 1

Adj. R-Square 1

Model ExpDec1



y0 -0.0143 ± 1.57111E-4

A1 -2.0471E43 ± 8.32687E43

t1 0.40115 ± 0.01571


R-Square(COD) 1

Adj. R-Square 1

Fig. 6.63 Frecvența proprie de vibrație determinată inițial. Model 1

157.5 158.0 158.5 159.0 159.5 160.0 160.5 161.0 161.5

-0.08

-0.06

-0.04

-0.02

0.00

0.02

0.04

0.06

0.08

Acc

eler

ati

e X

pla

tform

a (

g)

Time (s)


Acceleratie X C1

SineDamp Fit of Sheet1 E" Acceleratie X C1"


ExpDec1 Fit G" Envelope Y 2"

Model SineDamp


c)/ w)


y0 0.0028 ± 3.38111E-4

xc 1.11897 ± 0.15623

w 0.08637 ± 8.53539E-5

t0 1.5325 ± 0.0852

A 3.60533E43 ± 2.08276E44




Model ExpDec1



y0 0.01151 ± 9.98204E-4

A1 1.08295E86 ± 6.96847E86

t1 0.78938 ± 0.02536


R-Square(COD) 1

Adj. R-Square 1

Model ExpDec1


Plot Envelope Y 2

y0 -0.01043 ± 1.56163E-4

A1 -7.5437E112 ± 2.4607E113

t1 0.60321 ± 0.00748


R-Square(COD) 1

Adj. R-Square 1

Fig. 6.64 Frecvența proprie de vibrație determinată în urma ultimului test. Model 1

70

6.6.2 Rezultate obținute pentru Modelul 2

Cel de-al doilea model se diferențiază de primul prin elementele disipative cu grosimea

elementului [B] de 6mm, pe acesta fiind derulate aceleași teste ca și în cazul anterior. Rezultatele

obținute în urma primului test, cu frecvența de 1 Hz și intensitatea de 0 dB, sunt prezentate în

imaginile de mai jos. Figurile 6.65 și 6.66 ilustrează curba deplasare în timp a platformei (acțiune)

și a stâlpului (reacțiune), respectiv curba deplasare în timp a platformei (acțiune) și a grinzii

(reacțiune). Figurile 6.67, 6.68 și 6.69 ilustrează curba accelerație în timp a platformei (acțiune) și

a stâlpului (reacțiunea structurii). Figurile 6.70 și 6.71 prezintă curba histeretică pentru stâlp și

pentru grindă, măsurătorile fiind realizate în același nod, ca și în cazul anterior, în imediata

vecinătate a elementului disipativ. Astfel, diferența dintre aceste 2 curbe reprezintă influența pe

care elementul disipativ o aduce asupra răspunsului structural.



-30

-20

-10

0

10

20

30

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

dep

lasa

re [

mm

]

timp [s]

D platformă

D stâlp C1

-30

-20

-10

0

10

20

30

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45dep

lasa

re [

mm

]

timp [s]

D platformă

D grindă

71




-0,20

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a 0

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a relaiv

-0,15

-0,10

-0,05

0,00

0,05

0,10

0,15

0,20

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a relativ

a 0

72



-0,10

-0,08

-0,06

-0,04

-0,02

0,00

0,02

0,04

0,06

0,08

0,10

-40 -30 -20 -10 0 10 20 30

acce

lera

tie

[g]

deplasare [mm]

histerezis stalp

-0,1

-0,08

-0,06

-0,04

-0,02

0

0,02

0,04

0,06

0,08

0,1

-40 -30 -20 -10 0 10 20 30 40

acce

lera

tie

[g]

deplasare [mm]

histerezis grinda

73

În figurile 6.100 – 6.107 sunt reprezentate grafic rezultatele obținute în ultimul test selectat,

cu frecvența de 6 Hz și intensitatea de +25 dB.



-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

0 5 10 15 20 25 30 35 40dep

lasa

re [

mm

]

timp [s]

D platformă

D stâlp C1

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

0 5 10 15 20 25 30 35 40dep

lasa

re [

mm

]

timp [s]

D platformă

D grindă

74




-4,0

-3,0

-2,0

-1,0

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

0 5 10 15 20 25 30 35

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a 0

-4,0

-3,0

-2,0

-1,0

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a relaiv

-4,0

-3,0

-2,0

-1,0

0,0

1,0

2,0

3,0

4,0

0 5 10 15 20 25 30 35

acce

lera

tie

[g]

timp [s]

a relativ

a 0

75



-1,5

-1,0

-0,5

0,0

0,5

1,0

1,5

-20,0 -15,0 -10,0 -5,0 0,0 5,0 10,0 15,0 20,0

acce

lera

tie

[g]

deplasare [mm]

histerezis…

-1,5

-1,0

-0,5

0,0

0,5

1,0

1,5

-20,0 -15,0 -10,0 -5,0 0,0 5,0 10,0 15,0 20,0

acce

lera

tie

[g]

deplasare [mm]

histerezis…

76

Fig. 6.107 Test 6 Comparație între curbele histeretice de la capătul grinzii și al stâlpului.

Model 2

În figurile de mai jos (Fig. 6.108 – 6.110) sunt reprezentate grafic frecvențele proprii de

vibrație a modelului experimental 2, determinate înainte de testare și după ultimul test. Se poate

observa că fervența modelului determinată conform ultimului test este mai mică comparativ cu

frecvența determinată în urma testului inițial.

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

0

1

2

3

4

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

0

1

2

3

4

5

Magnit

ude

6.19Hz

Magnit

ude

Frequency

5.46Hz

Fig. 6.108 Frecvența modelului 2 la începutul și la sfârșitul testelor

-1,5

-1,0

-0,5

0,0

0,5

1,0

1,5

-20,0 -15,0 -10,0 -5,0 0,0 5,0 10,0 15,0 20,0

acce

lera

tie

[g]

deplasare [mm]

histerezis grinda

histerezis stâlp

77

162 164 166 168 170 172

-0.08

-0.06

-0.04

-0.02

0.00

0.02

0.04

0.06

0.08

Acc

eler

ati

e X

pla

tform

a (

g)

Time (s)


Acceleratie X C1

ExpDec1 Fit E" Envelope Y 1"


SineDamp Fit of Sheet1 C" Acceleratie X C1"

Model ExpDec1


Plot Envelope Y 1

y0 0.0076 ± 5.94305E-5

A1 2.15862E58 ± 2.20562E58

t1 1.19309 ± 0.00885




Model ExpDec1


Plot Envelope Y 2

y0 -0.00222 ± 1.26242E-4

A1 -1.5005E43 ± 2.73099E43

t1 1.59376 ± 0.02815




Model SineDamp


c)/ w)


y0 0.00227 ± 1.13585E-4

xc -0.48298 ± 0.0574

w 0.08094 ± 2.80358E-5

t0 2.44714 ± 0.08142

A 3.16867E27 ± 7.12009E27




Fig. 6.109 Frecvența proprie de vibrație determinată inițial. Model 2

86 88 90 92 94 96 98

-0.2

0.0

0.2

Acc

eler

ati

e X

pla

tform

a (

g)

Time (s)


Acceleratie X C1

ExpDec1 Fit E" Envelope Y 1"


SineDamp Fit of Sheet1 C" Acceleratie X C1"

Model ExpDec1


Plot Envelope Y 1

y0 0.00808 ± 9.24816E-5

A1 9.63137E41 ± 9.7971E41

t1 0.8877 ± 0.00905




Model ExpDec1


Plot Envelope Y 2

y0 -0.00377 ± 1.31967E-4

A1 -3.8061E42 ± 7.26656E42

t1 0.87346 ± 0.01645




Model SineDamp


c)/ w)


y0 0.00303 ± 1.42846E-4

xc -0.0839 ± 0.04201

w 0.09165 ± 4.29056E-5

t0 2.38617 ± 0.08565

A 3.31806E14 ± 4.46735E14


R-Square(COD) 1

Adj. R-Square 1

Fig. 6.110 Frecvența proprie de vibrație determinată în urma ultimului test. Model 2

78

6.7 CONCLUZII ȘI OBSERVAȚII PRIVIND PROGRAMUL EXPERIMENTAL

La acțiunile de intensitate mică și frecvență redusă deplasările platformei seismice și

structurii sunt în aceeași fază, iar accelerația măsurată la platformă și la partea superioară a

structurii sunt în antifază. Curbele histeretice atât pentru grindă cât și stâlp sunt similare pentru

ambele modele analizate. În cadrul testului 1 s-a putut observa un fenomen interesant de

„schimbare a polarității”, caracteristic circuitelor electrice. Astfel, accelerația se poate asocia cu

un vector care își schimbă instant direcția, fără a implica modificarea deplasării.

Pe durata testului 2 deplasările platformei și structurii au continuat să fie în antifază, iar

accelerația platformei a fost decalată cu o jumătate de fază față de accelerația structurii. Deplasările

înregistrate pentru primul model sunt de aproape două ori mai mari decât cele înregistrate în cazul

modelului 2, iar accelerația de răspuns a modelului 1 este semnificativ mai mare decât în cazul

modelului 2. În cazul modelului 1 diferența între deplasarea grinzii și a stâlpului este de

aproximativ 1mm, iar în cazul modelului 2 această diferență crește la 1,5mm. Aria curbelor

histeretice pentru stâlpi este mai mică decât aria curbelor histeretice pentru grinzi, ceea ce confirmă

că elementul disipativ preia o parte din energia indusă de stâlp și o transmite grinzii sub formă de

deplasare.

Pe durata testului 3 deplasările platformei și structurii au rămas în antifază, iar accelerația

platformei a fost decalată cu o jumătate de fază în comparație cu accelerația structurii. Deplasările

înregistrate pentru modelului 1 sunt de două ori mai mari decât cele înregistrate pentru modelul 2

iar accelerația de răspuns a modelului 1 este cu aproximativ 0,2g mai mare decât cea înregistrată

în cazul modelului 2. Deplasarea grinzii este mai mare cu aproximativ 1,5mm față de deplasarea

stâlpului, aspect valid pentru ambele modele analizate. Aria curbei histeretice determinată pentru

modelul 1 este aproape dublă față de aria curbei histeretice determinată pentru modelul 2.

În cazul testului 4 s-a observat o tendință de comportare similară celei din testul 3.

Accelerația de răspuns a modelului 1 este cu aproximativ 0,8g mai mare față de cea înregistrată

pentru modelul 2 iar deplasările grinzii sunt cu aproximativ 2,5mm mai mari decât deplasările

stâlpului în cazul modelului 1 și cu aproximativ 1,5mm în cazul modelului 2.

Rezultatele testului 5 au evidențiat deplasări în antifază pentru platformă și structură. Cu

toate acestea, accelerațiile înregistrate la nivelul platformei și la nivelul structurii au rămas în

aceeași fază. Deplasările structurii sunt relativ similare în cazul ambelor modele, cu mențiunea că

se poate observa faptul că în faza negativă este prezentă o deplasare mai mare în cazul modelului

2, fapt ce indică o deformare plastică a elementului disipativ. Datorită intensității mari a acțiunii,

structura se deplasează mai puțin decât în cazul testelor anterioare, aspect valid pentru ambele

modele analizate. De asemenea, se poate observa o diferență semnificativă în aria curbelor

histeretice, aria determinată pentru modelul 1 fiind aproape de 2 ori mai mare față de modelul 2.

Comparând diferența dintre deplasarea grinzii și deplasarea stâlpului, se constată că aceasta este

mai mare comparativ cu datele determinate în testele anterioare în cazul ambelor modele.

79

Rezultatele testului 6 sunt similare testului 5 însă aria curbelor histeretice este semnificativ

mai mare. De asemenea, se poate observa cu ușurință că alura acestor curbe este foarte

asemănătoare cu alura curbelor determinate pe baza modelului analitic triliniar Takeda, descris în

cadrul capitolului 3.

Pentru ambele modele analizate se poate observa faptul că perioada proprie de vibrație

determinată inițial este mai mare decât perioada proprie determinată la finalul testelor. Acest

aspect poate fi explicat pe baza degradărilor dezvoltate de cele două modele ( Fig. 6.111 și Fig.

6.112).

Fig. 6.111 Element disipativ degradat (Model 1)

Fig. 6.112 Element disipativ degradat (Model 2)

Conform figurilor 6.62 și 6.108 se poate observa faptul că modelul 1 și modelul 2 au

frecvențe proprii de vibrație diferite în stadiul inițial al încercărilor, iar după degradarea

elementelor disipative frecvența scade neliniar și tinde spre o valoare finală aproximativ egală

pentru ambele modele.

În figurile 6.111 și 6.112 se pot observa microfisuri pe stratul exterior al barei torsionat

încovoiate, acestea urmărind distribuția tensiunilor normale. Se poate observa faptul că acestea

sunt diferite pe cele două părți ale elementului disipativ și mai mult, microfisurile sunt diferite în

cazul elementelor disipative amplasate pe stâlpi diferiți. Diferențele observate provin din

toleranțele impuse și imperfecțiunea asamblării, acest fapt fiind confirmat și de concentrările de

tensiuni în zona golurilor pentru șuruburi (Fig. 6.111).

80

CAPITOLUL 7 – CONCLUZII. CONTRIBUȚII PERSONALE.

VALORIFICAREA REZULTATELOR

81

7.1 CONCLUZII

• Structurile metalice sunt utilizate în mod frecvent în zonele cu activitate seismică ridicată,

datorită flexibilității și capacității sporite de disipare a energiei, dar și datorită eficienței

din punct de vedere a timpilor necesari pentru construcție și a prețului redus. Acest tip de

structuri permite construirea clădirilor înalte, ușoare și zvelte, care au o comportare

adecvată la acțiunile ciclice laterale, provenite din seism sau vânt.

• Acțiunea ciclică, în special acțiunea seismică, poate provoca degradări structurale în

îmbinare, care este o zonă critică, în care trebuie evitată formarea articulațiilor plastice, sau

a cedării sub orice formă. Îmbinările sudate pot ceda casant prin ruperea sudurii, datorită

defectelor de sudură, concentrărilor de tensiuni, sau a imperfecțiunilor. Din acest motiv

acest tip de îmbinare grindă-stâlp trebuie evitat în cazul structurilor metalice amplasate în

zone seismice.

• Îmbinarea cu placă de capăt este o soluție viabilă pentru structurile metalice amplasate în

zone seismice, datorită rigidității și ductilității acestora, însă în cazul dimensionării

deficitare, aceasta poate dezvolta mecanisme de cedare precum ruperea șuruburilor

tensionate. Totodată, acest tip de îmbinare poate fi îmbunătățit prin adăugarea elementelor

de rigidizare, precum vute, sau reducerea secțiunii grinzii, ambele procedee având scop

deplasarea zonei în care se dezvoltă articulația plastică în grindă. Acest fapt permite

respectarea principiului „stâlp puternic – grindă slabă”.

• La structurile metalice în cadre se utilizează în mod frecvent stâlpii cu secțiune tubulară,

elementele cu acest tip de secțiune prezintând o serie de avantaje față de stâlpii cu profil

deschis. Totodată, îmbinarea grindă-stâlp pentru stâlpii tubulari necesită o atenție sporită,

deoarece talpa grinzii poate deforma flanșa stâlpului prin strivire. Acest fenomen duce la

cedarea prin voalare a secțiunii stâlpului în zona îmbinării, fapt care trebuie evitat. Astfel,

în cazul stâlpilor cu secțiune tubulară se utilizează câteva metode specifice de îmbinare a

grinzii, care implică una sau mai multe soluții:

o rigidizarea capătului grinzii;

o îndepărtarea capătului grinzii de fața stâlpului (îmbinarea indirectă);

o slăbirea grinzii prin reducerea secțiunii acesteia;

o îmbinarea cu placă de capăt prin intermediul șuruburilor oarbe;

o crearea unei carcase rigide în jurul stâlpului pentru a prelua eforturile din grindă.

• Ținând cont de faptul că degradările majore sunt interzise în cazul elementelor structurale

primare, este indicată folosirea elementelor special concepute să se deformeze plastic fără

a afecta întreaga structură. Astfel, s-au propus numeroase tipuri de disipatori de energie,

pentru îmbunătățirea performanțelor dinamice ale structurilor supuse la acțiuni seismice,

sau pentru atenuarea efectului vibrațiilor provenite de la instalațiile din cadrul acestor

82

structuri. Cele mai răspândite tipuri de disipatori de energie s-au dovedit a fi disipatorii cu

deformație plastică a metalului, datorită comportamentului constant, posibilității de

evaluare a capacității de disipare a acestora și a simplității de execuție, funcționare și

mentenanță. Disipatorii de energie s-au dovedit a fi o metodă eficientă a dispersării energiei

provenite din acțiuni seismice;

• În ultimele decenii s-au dezvoltat modele de calcul neliniar caracteristice diferitelor tipuri

de structuri. Cunoașterea și utilizarea corectă a acestor modele de calcul permite

proiectarea adecvată a disipatorilor de energie;

• În urma studiului comparativ efectuat în cadrul lucrării de față se poate concluziona că

metoda analitică de dimensionare a îmbinărilor conform Eurocod 3 și modelarea cu

programul dedicat calculului îmbinărilor metalice IDEA StatiCa Connections, furnizează

rezultate comparabile, datorită abordării similare și a utilizării aceluiași set de coeficienți

de siguranță. În același timp, se observă diferențe semnificative între pantele rigidității

inițiale și pantele de „consolidare” după intrarea în domeniul plastic de lucru. Aceste

diferențe sunt datorate complexității analizelor numerice detaliate, în comparație cu analiza

liniară simplificată utilizată în calculul analitic;

• Utilizarea programului Ansys Workbench, un program „multiphysics” furnizează rezultate

similare cu rezultatele obținute în programul IDEA StatiCa Connections, pentru pantele

rigidității inițiale însă valorile pentru momentul maxim rezistent sunt net superioare.

Diferențele de valori pentru moment sunt datorate componentei adiționale considerate în

programul Ansys, ce constă în capacitatea de preluare a momentului de către grindă;

• În urma studiului parametric efectuat în cadrul lucrării de față, se poate concluziona că

grosimea plăcii de capăt influențează în mod direct capacitatea de preluare a momentului

încovoietor. Totodată s-a confirmat că grosimea plăcii de capăt influențează diametrul

șuruburilor, iar pentru a obține o dimensionare rațională raportul dintre grosimea plăcii de

capăt și diametrul șuruburilor trebuie să fie aproximativ egal cu 1,2;

• Pe baza analizei parametrice a îmbinărilor cu placă de capăt și rigidizări diagonale s-a

constatat că direcția de aplicare a rigidizării nu influențează caracteristicile elastice ale

stâlpului. În schimb, prezența acestor rigidizări reduce semnificativ capacitatea de disipare

a energiei în comparație cu nodurile fără rigidizări diagonale. Rigidizarea diagonală dublă

(diagonală X) sporește rezistența nodului cu aproximativ 10%. În cele trei noduri analizate,

capacitatea de disipare este redusă în comparație cu cea înregistrată pentru nodul fără

rigidizări diagonale, însă capacitatea de rezistență a acestor tipuri de îmbinări este

semnificativ mai mare;

• Studiul parametric efectuat asupra îmbinărilor cu placă de capăt cu plăcuțe adiționale și

plăcuțe distanțiere urmărește evaluarea stărilor de tensiuni și deformații specifice a

componentelor îmbinării cu elemente adiționale și compararea capacității de disipare a

acestei configurații cu îmbinarea clasică cu placă de capăt. Se poate constata că plăcuțele

83

adiționale nu aduc un aport semnificativ la creșterea capacității de disipare a energiei și nu

contribuie la sporirea rezistenței nodului. Eliminarea rigidizărilor diagonale, și adăugarea

plăcuțelor suplimentare pe placa de capăt reduc sensibil rezistența nodului. Rezistența

nodului cu plăcuțe distanțiere este mai mare cu 1% în comparație cu îmbinările care au

doar plăcuțe suplimentare. Dublarea distanței între talpa grinzii și rândul exterior de

șuruburi, reduce rezistența nodului cu aproximativ 6%;

• Îmbinarea grindă-stâlp cu elemente disipative de tip TADAS este o configurație viabilă din

punct de vedere teoretic, datorită conceptului de plasticizare a elementului disipativ pe

toată înălțimea secțiunii și a faptului că elementul disipativ poate fi înlocuit după de a

suferit deformațiile plastice, fără a scoate din uz structura. Însă acest disipator nu este

optimizat îndeajuns pentru a fi utilizat la îmbinările grind-stâlp. Acest aspect este evidențiat

de necesitatea utilizării unui număr mare de componente care să asigure transferul de

eforturi și care pot prezenta „puncte slabe” în alcătuirea îmbinării. Toate elementele trebuie

analizate și dimensionate corespunzător, pentru a asigura intrarea elementelor TADAS în

domeniul plastic pe întreaga înălțime;

• O altă analiză parametrică efectuată în cadrul lucrării urmărește studiul stărilor de tensiuni

și deformații a plăcuței disipative din cadrul îmbinării cu placă disipativă și reazem consolă

și urmărirea influenței optimizării formei acestei plăcuțe. Rezultatele obținute în programul

Ansys Workbench au fost analizate cu ajutorul programului ISANNIF (Inteligent System

Artificial Neural Network Internal Forces), dezvoltat în cadrul Facultății de Construcții și

Instalații din Iași. În urma analizei parametrice se poate concluziona că:

o forma plăcii disipative nu are o influență semnificativă asupra capacității de

disipare a energiei a acestor îmbinări;

o apare o uniformizare a tensiunilor pe suprafața plăcii disipative în cazul plăcii

disipative în formă de clepsidră.

Conform rezultatelor determinate cu programul ISANNIF, se poate constata că optimizarea

formei plăcii disipative oferă o creștere a suprafeței de material plasticizat de aproximativ

25% față de placa rectangulară, creșterea volumului de material plasticizat nu contribuie la

substanțial la inițierea fenomenului de plasticizare a plăcii disipative

• Analiza numerică efectuată pentru îmbinarea cu element disipativ de tip bară torsionată a

demonstrat faptul că elementul disipativ se deformează în urma încărcărilor ciclice exact

cum este conceput. Se poate observa faptul că acestea sunt diferite pe cele două părți ale

elementului disipativ și mai mult, microfisurile sunt diferite în cazul elementelor disipative

amplasate pe stâlpi diferiți. Diferențele observate provin din toleranțele impuse și

imperfecțiunea asamblării, acest fapt fiind confirmat și de concentrările de tensiuni în zona

golurilor pentru șuruburi. Are loc plasticizarea totală a elementului torsionat, iar tensiunile

dezvoltate în plăcile laterale sunt nesemnificative. Performanțele sporite ale îmbinării

84

element disipativ de tip bară torsionată au fundamentat alegerea acestui tip de disipator

pentru încercarea dinamică experimentală, pe platforma seismică.

• Experimentele efectuate pe modelele cu îmbinări cu element disipativ de tip bară torsionată

la scară redusă scot evidență avantajele acestor dispozitive. Curbele histeretice obținute în

urma testelor demonstrează o capacitate bună a dispozitivului propus. În urma analizei

calitative a dispozitivului propus, la finalul testelor, se poate observa că degradările au loc

în elementele special destinate deformării, iar elementele primare și-au păstrat integritatea

structurală.

• Frecvențele proprii de vibrații pentru cele două modele analizate au valori diferite în stadiul

inițial al încercărilor, iar după degradarea elementelor disipative frecvența scade neliniar

și tinde spre o valoare finală aproximativ egală pentru ambele modele.

• În concluzie, elementele disipative au reușit să îți îndeplinească funcțiunea iar structura

metalică principală nu a fost afectată. După un cutremur major, simpla înlocuire a

disipatorilor permite refacerea integrală a capacității portante inițiale a structurii cu costuri

modice. De asemenea, utilizarea acestor disipatori este versatilă, comportarea acestora

putând fi adaptată prin modificarea grosimii elementului orizontal.

7.2 CONTRIBUȚII PERSONALE

Pe baza rezultatelor obținute în cadrul lucrării sunt sintetizate următoarele contribuții personale:

• Elaborarea unui studiu documentar în domeniul calculului modelării și analizei îmbinărilor

metalice cu disipatori histeretici, și a structurilor supuse la acțiuni ciclice.

• Realizarea unu studiu de sinteză privind calculul îmbinărilor metalice grindă-stâlp pentru

structuri metalice în cadre amplasate în zone seismice conform normelor de proiectare

internaționale.

• Elaborarea unei sinteze privind principiul disipării energiei prin deformarea plastică a

metalului, modelele de calcul neliniar. Totodată a fost elaborat o sinteză documentară

referitoare la diferite tipuri de disipatori cu deformația plastică a metalului.

• Conceperea și elaborarea unui studiu analitic de calcul conform normativului Eurocod 3 și

compararea rezultatelor obținute cu valorile rezultate în urma analizelor numerice în

programele de calcul dedicate și programe de calcul cu element finit.

• Elaborarea unui studiu parametric pentru urmărirea factorilor care influențează

comportarea îmbinărilor grindă-stâlp, prin modificarea grosimii plăcii de capăt.

• Conceperea și modelarea numerică prin metoda cu element finit a îmbinărilor grindă stâlp

cu placă de capăt și rigidizări diagonale și studierea influenței direcției rigidizării

diagonale.

85

• Conceperea și modelarea numerică prin metoda cu element finit a îmbinărilor grindă-stâlp

cu elemente disipative bazate pe principiul deformării plastice a metalului, în vederea

urmăririi comportării diferitelor tipuri de elemente disipative.

• Conceperea și elaborarea unui program experimental care a avut ca obiectiv principal

determinarea performanțelor de disipare a energiei pentru noul prototip propus:

▪ Proiectarea unui dispozitiv de disipare a energiei adaptat capacității platformei

seismice. S-au utilizat elemente disipative cu două dimensiuni diferite pentru

analiza influenței dimensiunii elementelor disipative (grosimea elementului

disipativ 6mm și 10mm respectiv);

▪ Conceperea și instrumentarea modelului experimental pentru analiza eficientă a

performanțelor elementului disipativ.

▪ Analizat numerică a modelului experimental în vederea obținerii performanțelor

dinamice preliminare în vederea setării parametrilor de încărcare aplicate.

▪ Evaluarea capacității de disipare a energiei, a elementelor disipative, prin

intermediul curbelor histeretice

▪ Evaluarea calitativă a degradărilor elementelor disipative în cadrul îmbinărilor

grindă stâlp, din construcția modelului experimental.

7.3 VALORIFICAREA REZULTATELOR

Pe parcursul programului de cercetare doctorală, rezultatele obținute au fost valorificate

prin publicarea în calitate de autor sau coautor, a unui număr de 14 lucrări în reviste de specialitate

și în volumele unor conferințe naționale și internaționale și cereri de brevet, după cum urmează:

• Lucrări publicate în conferințe în curs de indexare ISI (proceedings):

1. Stașcov Mihail, Venghiac Vasile-Mircea. (2019). Parametric FEM analysis of

steel beam-to-column connections with extended end-plate and diagonal

stiffeners. Proceedings of the International Symposium Computational Civil

Engineering 2019, 30-31 mai 2019, Iași, România, IOP Conference Series:

Materials Science and Engineering, 586 (2019) 012025, doi:10.1088/1757-

899X/586/1/012025, pp 12

2. Stașcov Mihail, Venghiac Vasile-Mircea, Luca Septimiu George. (2019)

Nonlinear FEM analysis of steel beam-to-column connections with extended end

plate. Proceedings of the International Symposium Computational Civil

Engineering 2019, 30-31 mai 2019, Iași, România, IOP Conference Series:

Materials Science and Engineering 586 (2019) 012026, doi:10.1088/1757-

899X/586/1/012026, pp 10

86

• Lucrări indexate BDI:

3. Stașcov Mihail, Venghiac Vasile-Mircea. (2017). Beam-to-column connections

with histeretic dampers. Buletinul Institutului Politehnic Iași, secția Construcții.

Arhitectură, vol. 63 (67), nr. 4, 75-88.

4. Venghiac Vasile-Mircea, Stașcov Mihail, Budescu Mihai. (2017) Beam-to-

column connections with demountable energy dissipative plates. Frontiers in

built environment, vol 4 article 15, pp 9

5. Stașcov Mihail, Pandelea Alexandrina-Elena, Venghiac Vasile-Mircea,

Budescu Mihai. (2018). Analysis of beam to column connections with

demountable energy dissipative plates, subjected to cyclical actions. Buletinul

Institutului Politehnic Iași, secția Construcții. Arhitectură, vol. 64 (68), nr. 3, 63-

72.

6. Stașcov Mihail, Mihai Petru, Venghiac Vasile-Mircea, Budescu Mihai, Țăranu

Nicolae, Scutaru Maria-Cristina. (2019). Structural response of a steel structure

with dissipative elements under seismic action. Experimental set-up. Buletinul

Institutului Politehnic din Iași, secția Construcții. Arhitectură, vol. 65 (69), nr. 1,

103-110.

7. Scutaru Maria-Cristina, Țăranu Nicolae, Comisu Cristian Claudiu, Boacă

Gheorghiță, Ianoș Adrian, Stașcov Mihail. (2019). Structural behavior of a

hybrid steel-concrete bridge. Experimental set-up. Buletinul Institutului

Politehnic din Iași, secția Construcții. Arhitectură, vol. 65 (69), nr. 1, 63-77.

8. Ghica Dan Alexandru, Țăranu Nicolae, Ungureanu Dragoș, Isopescu Dorina

Nicolina, Scutaru Maria-Cristina, Stașcov Mihail. (2019). Shear structural

response of strengthened unreinforced mansory panels using traditional and

modern techniques. Experimental set-up. Buletinul Institutului Politehnic din

Iași, secția Construcții. Arhitectură, vol. 65 (69), nr. 1, 111-121.

9. Stașcov Mihail, Venghiac Vasile-Mircea, Budescu Mihai (2019). Beam toc

olumn connections in steel structures placed in seismic areas, characteristic for

structures with tubular columns. Buletinul Institutului Politehnic din Iași, secția

Construcții. Arhitectură, vol. 65 (69), nr. 4, 9-20.

• Lucrări publicate în țară, în volume ale unor conferințe naționale:

10. Stașcov Mihail. (2017) Particularități ale îmbinării grindă-stâlp la structuri

metalice în cadre etajate amplasate în zone seismice. Lucrare publicată în

volumul Conferinței Naționale „Creații universitare 2017”, al X-lea Simpozion

Național Iași, România, 3 iunie 2017. pp. 9

87

11. Venghiac Vasile-Mircea, Stașcov Mihail, Budescu Mihai. (2017) Analize

privind îmbinările grindă stâlp cu șuruburi. A 15-a Conferință Națională de

Construcții Metalice cu participare internațională 16-17 noiembrie 2017, Iași,

România,– CONMET15, ISSN 2559-0812, p. 227-237.

12. Stașcov Mihail, Luca Septimiu George, Venghiac Vasile-Mircea, Mihai Petru,

Budescu Mihai, Țăranu Nicolae. (2019) Analiza numerică a răspunsului

structural pentru un cadru din oțel cu elemente disipative. A 16-a Conferință

Națională de Construcții Metalice. 13-14 iunie 2019, Timișoara, România, pp 9.

• Indexate in alte baze de date (Google Scholar):

13. Stașcov Mihail, Budescu Mihai. (2018). Particularities of the beam-to-column

joints in steel structures placed in seismic areas. Revista Intersecții/Intersections

Vol 15, nr 1, articol no 6, p. 50-59

• Cerere brevet invenție:

14. Budescu Mihai, Venghiac Vasile-Mircea, Isopescu Dorina-Nicolina, Stașcov

Mihail, Țăranu Nicolae – Cerere de Brevet de invenție „ÎMBINARE

GRINDĂ-STÂLP PENTRU DISIPAREA ENERGIEI PRODUSĂ DE

CUTREMURE” NR. TUIASI 5254/05.09.2019 CBI

88

BIBLIOGRAFIE

1. Abolmaali, A., Matthys, J. H., Farooqi M., Choi Y., 2005. Development of moment –

rotation model equations for flush end-plate connections. Journal of Constructional Steel

Research, Vol. 61, p. 1595-1612.

2. Alireza, B.S., Tak, M.C., James, T.M., 2013. Detailing of I-beam-to-CHS column joints with

external diaphragm plates for seismic actions. Journal of Constructional Steel Research, 88,

p. 21-33

3. Alireza, R., Majid, J.-O., Farhood, S., 2014. Seismic behavior of ConXL rigid connection in

box-columns not filled with concrete. Journal of Constructional Steel Research, 97, p. 79–

104.

4. Bagheri, S., Hadidi, A., Alilou, A. 2011. Heightwise Distribution of Stiffness Ratio for

Optimum Seismic Design of Steel Frames with Metallic-Yielding Dampers, Procedia

Engineering, Vol. 14, p. 2891-2898.

5. Banisheikholeslami, A., Behnamfar, F., Ghandil, M., 2016. A beam-to-column connection

with visco-elastic and hysteretic dampers for seismic damage control. Journal of

Constructional Steel Research 117, p.185–195.

6. Bravo, M., Herrera, R., 2014. Performance under cyclic load of built-up T-stubs for Double

T moment connections. Journal of Constructional Steel Research, 103, p. 117-130.

7. Budescu. M., Ciongradi. I.P., Taranu. N., Gavrilaș. I., Ciupala. M.A., Lungu. I., 2001.

Reabilitarea Construcțiilor. Iași: Editura Vesper.

8. Budescu, M., 2005. Noi concepții privind protecția seismică a structurilor. Iași, Editura

Societății Academice „Matei Teiu Botez”.

9. Calado, L., Proença, J., Espinha, M., Castiglioni, C., 2013. Hysteretic behaviour of

dissipative bolted fuses for earthquake resistant steel frames. Journal of Constructional Steel

Research, 85, p. 151–162.

10. Carr, A.J., 2007. Ruaumoko Manual. s.l.:University of Canterbury, New Zeeland..

11. Chiorean, C.G., Marchis, I.V. 2017. A second-order flexibility-based model for steel frames

of tapered members. Journals of Constructional Steel Research. Vol. 132, p 43-71.

12. Chan, R.W.K., Albermani, F., 2008. Experimental study of steel slit damper for passive

energy dissipation. Engineering Structures, 30, p. 1058-1066.

13. Chen S., Du G., 2007. Influence of initial imperfection on the behaviour of extended bolted

end-plate connections for portal frames. Journal of Constructional Steel Research, Vol. 63,

p. 211-220.

14. Chițan, V., 2003. Teză de doctorat - Contribuții privind studiul parametrilor unor modele

de calcul neliniar și de tip histeretic asupra răspunsului unor structuri supuse la acțiuni

89

statice și dinamice. Universitatea Tehnică "Gheorghe Asachi" din Iași, Facultatea de

Construcții și Instalații.

15. Crisan, A., Dubina, D. 2016. Bending-shear interaction in short coupling steel beams with

reduced beam section. Journal of Constructional Steel Research. Vol. 122, p. 190-197.

16. Dareini, H.S., Hashemi, B.H. 2011. Use of Dual Systems in Tadas Dampers to Improve

Seismic Behavior of Buildings in Different Levels, Procedia Engineering, Vol. 14, p 2788-

2795.

17. De la Llera, J., Esguerra, C., Almazán, J.L., 2004. Earthquake behavior of structures with

coppe energy dissipators. Earthquake Engineering and Structural Dynamics, Volume 33,

p. 329-358.

18. DesRoches, R., Taftali, B., Ellingwood, BR. 2010. Seismic performance of steel frames

with shape memory alloy connections , part I – analysis and seismic demands. Journal of

Earthquake Engineering, Volume 14, Issue 4, p 471-486.

19. Dubina, D., Ungureanu, V. 2014. Instability mode interaction: From Van Der Neut model

to ECBL approach. Thin-Walled Structures. Vol. 81, p. 39-49.

20. Dubina, D., Grecea, D., Ciutina, A., Danku, G., Vulcu, C. , 2010. Calculul și proiectarea

îmbinărilor structurale din oțel în conformitate cu SR-EN 1993-1-8 Recomandări,

comentarii și exemple de aplicare Redactarea II. Timișoara: s.n.

21. Ellingwood, BR., Taftali, B., DesRoches, R. 2010 Seismic performance of steel frames

with shape memory alloy connections , part II – probabilistic and seismic demands

assesment Journal of Earthquake Engineering, Volume 14, Issue 5, p 631-645.

22. Engelhardt, M.D., Husain, A.S., 1993. Cyclic loading performance of welded flange-bolted

web connections. Journal of Structural Engineering, 119(12), p. 3537-3550.

23. Engelhardt M.D., Winnebeger T., Zekany A.J., Ptyaraj T.J., 1996. The dog bone

connections: part 2. Modern Steel Construction.

24. Facchinetti, M., Miszuris, W. 2016. Analysis of the maximum friction condition for green

body forming in an ANSYS environment. Journal of the European Ceramic Society. Vol.

36, p. 2295-2302.

25. Florea, D., Marginean, I., Dubina, D. 2017. Experimental testing and numerical modelling

of steel moment-frame connections under column loss. Engineering Structures. Vol. 151,

p. 861-878.

26. Gebreohaness, A., Clifton, C., Butterworth, J., 2012. Assessment of the seismic

performance of old riveted steel frame - RC wall buildings. Journal of Constructional Steel

Research, Volume 75, p. 1-10.

27. Ghica D. A., Țăranu N., Ungureanu D., Isopescu D. N., Scutaru M.-C., Stașcov M. (2019).

Shear structural response of strengthened unreinforced mansory panels using traditional

90

and modern techniques. Experimental set-up. Buletinul Institutului Politehnic din Iași,

secția Construcții. Arhitectură, vol. 65 (69), nr. 1, 111-121.

28. Gholami, M., Deylami, A., Tehranizadeh, M., 2013. Seismic performance of flange plate

connections between steel beams and box columns. Journal of Constructional Steel

Research, 84, p. 36-48.

29. Grecea, D., Florea, D., Dubină, D. 2004. Performance criteria for MR steel frames in

seismic zones. Journal of Constructional Steel Research. Vol. 60, p. 739-749.

30. Hansen. N., Barlow. C.Y., 2016. Plastic Deformation of Metals and Alloys. Physical

Metallurgy (Fifth Edition) , p. 1681-1764.

31. Herrera, R., Bravo,M., Gómez,G., Aedo, G., 2013. Performance of built-up T-stubs for

Double T moment connections. Journal of Constructional Steel Research, 88, p. 289-295.

32. Hu, F., Shi, G., Bai, Y., Shi, Y., 2014. Seismic performance of prefabricated steel beam-to-

column connections. Journal of Constructional Steel Research, 102, p. 204-216.

33. Jurukovski, D., Petkovski, M., Rakicevic, Z., 1995. Energy absorbing elements in regular

and composite steel frame structures. Engineering structures

34. Karavasilis, T.L., Kerawala, S., Hale, E. 2012. Hysteretic model for steel energy dissipation

devices and evaluation of a minimal-damage seismic design approach for steel buildings,

Journal of Constructional Steel Research, Vol. 70, p. 358-367.

35. Koetaka,Y., Chusilp, P., Zhang,Z., Ando,M., Suita, K., Ioune, K., Uno, N., 2005.

Mechanical proprety of beam-to-column moment connection with hysteretic dampers for

column weak axis. Engineering Structures, 27, p. 109-117.

36. Latour, M., Piluso, V., Rizzano, G., 2015. Free from damage beam-to-column joints: Testing

and design of DST connections with friction pads. Engineering Structures 85, p.219–233.

37. Latour, M., Rizzano, G., 2015. Design of X-shaped double split tee joints accounting for

moment-shear interaction. Journal of Constructional Steel Research, 104, p. 115-126.

38. Maggi, Y.I., Gonçalves, R.M., Leon, R.T., Ribeiro, L.F.L., 2005. Parametric analysis of steel

bolted end plate connections using finite element modelling. Journal of Constructional Steel

Research, 61, p. 689-708

39. Mahmoudi, M., Abdi, M.G. 2012. Evaluating response modification factors of TADAS

frames, Journal of Constructional Steel Research, Vol. 71, p. 162-170.

40. Mamun, A.A., Moat, R.J., Kelleher, J., Bouchard, P.J. 2017. Origin of the Bauschinger effect

in a polycrystalline material. Material Science & Engineering A. Vol. 707, p. 576-584.

41. Mazzolani, F.M., Piluso, V. 1996. Theory and design of seismic resistant steel frames,

Taylor & Francis, London. UK. ISBN 0 419 18760 X,

https://doi.org/10.1201/9781482271348

https://doi.org/10.1201/9781482271348

91

42. Oh, S.H., Kim, Y.J., Ryu, H.S., 2009. Seismic performance of steel structure with slit

dampers. Engineering Structures, 31, p. 1997-2008.

43. Pandelea A. E., Budescu M., Soveja L., 2017. Variation of internal forces using ANN.

Buletinul Institutului Politehnic din Iași, secția Construcții. Arhitectură Vol.63(67), pp. 41-

48.

44. Pastia, C., Luca, S.G., 2016. Dispozitive adaptive pentru controlul structural al

construcțiilor. Iași: Editura Societății Academice „Matei-Teiu Botez”

45. Ragni, L., Zona, A., Dall’Asta, A. 2011. Analytical expressions for preliminary design of

dissipative bracing systems in steel frames. Journal of Constructional Steel Research, Vol.

67, No. 1, p. 102-113.

46. Rahnavard, R., Hassanipour, A., Siahpolo, N., 2015. Analytical study on new types of

reduced beam sections moment connections affecting cycling behavior. Case Studies in

Structural Engineering, 3, p. 33-51

47. Rui, L., Bijan, S., Zhong, T., Md Kamrul, H., 2017. Cyclic behaviour of composite joints

with reduced beam sections.. Engineering Structures, 136, p. 329-344.

48. Saadat, S., Salichs, J., Noori, M., Hou, Z., Davoodi, H., Bar-on, I., Suzuki, Y., Mansuda, A.,

2002. An Overview of vibration and seismic applications of NiTi shape memory alloy. Smart

Materials and Structures, Volume11, Number 2, p 218-229.

49. Saeed, E., Ahmad, A.A., Alireza, G., 2016. Connection of I-beam to box-column by a short

stub beam. Journal of Constructional Steel Research, 127, p. 136–150.

50. Saffari,H,. Hedayat, A.A., Poorsadeghi Nejad, M., 2013. Post-Northridge connections with

slit dampers to enhance strength and ductility. Journal of Constructional Steel Research, 80,

p. 138-152.

51. Scutaru, M.-C., Țăranu, N., Comisu, C.C., Boacă, G., Ianoș, A., Stașcov M. (2019).

Structural behavior of a hybrid steel-concrete bridge. Experimental set-up. Buletinul

Institutului Politehnic din Iași, secția Construcții. Arhitectură, vol. 65 (69), nr. 1, 63-77.

52. Shih, M.H., Sung, W.P. 2005. A model for hysteretic behavior of rhombic low yield strength

steel added damping and stiffness. Computers and Structures, Vol. 83, No. 12-13, p. 895-

908.

53. Skinner, R.J., 1981 The performance of flexibly mounted equipment and structures during

earthquakes. Report No.81/01 University of California Berkeley – Earthquake Engineering

Research Center.

54. Sofias, C. E., Kalfas, C. N., and Pachoumis, D. T., 2014. Experimental and FEM analysis of

reduced beam section moment endplate connections under cyclic loading. Engineering

Structures, 59, p. 320-329.

92

55. Stankiewicz, B., 2013. Parametric analysis of stiffness of bolted end-plate connections of I

beams using finite element method.. Journal of Civil Engineering, Environment, Vol. 30, No

60 (2/13), p. 231-242.

56. Stașcov M., Venghiac V.-M.. (2017). Beam-to-column connections with histeretic dampers.

Buletinul Institutului Politehnic Iași, secția Construcții. Arhitectură, vol. 63 (67), nr. 4, 75-

88.

57. Stașcov M. (2017) Particularități ale îmbinării grindă-stâlp la structuri metalice în cadre

etajate amplasate în zone seismice. Lucrare publicată în volumul Conferinței Naționale

„Creații universitare 2017”, al X-lea Simpozion Național Iași, România, 3 iunie 2017. pp. 9

58. Stașcov M., Pandelea A.-E., Venghiac V.-M., Budescu M. (2018). Analysis of beam to

column connections with demountable energy dissipative plates, subjected to cyclical

actions. Buletinul Institutului Politehnic Iași, secția Construcții. Arhitectură, vol. 64 (68), nr.

3, 63-72.

59. Stașcov M., Budescu M. (2018). Particularities of the beam-to-column joints in steel

structures placed in seismic areas. Revista Intersecții/Intersections Vol 15, nr 1, articol no

6, p. 50-59

60. Stașcov, M., Mihai, P., Venghiac, V.M., Budescu, M., Țăranu, N., Scutaru, M.C. 2019

Structural Response of a Steel Structure with Dissipative Elements Under Seismic Action.

Experimental Set – Up , Buletinul Institutului Politehnic din Iași, Secția Construcții și

Arhitectură, Vol.65(69), No 1, pp. 103-110.

61. Stașcov M., Venghiac V.M., Budescu M. (2019). Beam toc olumn connections in steel

structures placed in seismic areas, characteristic for structures with tubular columns.

Buletinul Institutului Politehnic din Iași, secția Construcții. Arhitectură, vol. 65 (69), nr. 4,

9-20.

62. Stașcov M., Venghiac V.M. (2019). Parametric FEM analysis of steel beam-to-column

connections with extended end-plate and diagonal stiffeners. Proceedings of the 15th

International Conference Computational Civil Engineering 2019, 30-31 mai 2019, Iași,

România, IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 586 (2019) 012025,

doi:10.1088/1757-899X/586/1/012025, pp 12

63. Stașcov, M., Venghiac, V. M., Luca, S.G., 2019. Nonlinear FEM analysis of steel beam-to-

column connections with extended end plate. Proceedings of the 15th International

Conference Computational Civil Engineering CCE 2019, 30-31 mai 2019, Iași, România,

IOP Conference Series: Materials Science and Engineering 586 (2019) 012026,

doi:10.1088/1757-899X/586/1/012026, pp 10

64. Stașcov M., Luca S. G., Venghiac V. M., Mihai P., Budescu M., Țăranu N. (2019) Analiza

numerică a răspunsului structural pentru un cadru din oțel cu elemente disipative. A 16-a

Conferință Națională de Construcții Metalice. 13-14 iunie 2019, Timișoara, România, pp 9.

93

65. Swanson, J. A., Leon R. T., 2000. Bolted steel connections: tests on T-stub components.

Journal of Structural Engineering, 126, p. 50-56

66. Toma, I-O., Budescu, M., Albu, Gh. 2009. Seismic behaviour of an experimental model

made of thin-walled cold formed steel profiles – Hardell structures , Buletinul Institului

Politehnic din Iași, Secția Construcții și Arhitectură, Tomul LV, Fasc. 1, ISSN 1224-3884,

p.67-78.

67. Tong, L., Chen, Y., Chen, Y., Fang, C., 2016. Cyclic behaviour of beam-to-column joints

with cast steel connectors. Journal of Constructional Steel Research, 116, p. 114-130

68. Trăistaru, M. 2002. Creșterea fiabilității și siguranței în exploatare a construcțiilor supuse

la acțiuni seismice, prin folosirea unor sisteme de disipare energetică, Teză de doctorat,

Universitatea Tehnică Gheorghe Asachi din Iași.

69. Tsavdaridis, K. D., Papadopoulos, T., 2016. A FE parametric study of RWS beam-to-column

bolted connections with cellular beams. Journal of Constructional Steel Research, 116, p.

92-113.

70. Țăranu, N., Oprișan. G., Budescu, M., Țăranu, G., Bejan, L. 2010. „Improving structural

response of mansory vaults strengthened with polymeric textile composite strips”,

Proceedings of the 3rd World Scientific and Engineering Academy and Society (WSEAS)

International conference Latest Trends on Engineering Mechanincs, Structures, Engineering

Geology, Stevens Point, Wisconsin, USA, ISBN978-960-474-203-5, pp.186-191

71. Valente, M., Castiglioni, C., Kanyilmaz, A., 2017a. Numerical investigations of repairable

dissipative bolted fuses for earthquake resistant composite steel frames. Engineering

Structures, 131, p. 275–292.

72. Valente, M., Castiglioni, C., Kanyilmaz, A.,, 2017b. Welded fuses for dissipative beam-to-

column connections of composite steel frames: Numerical analyses. Journal of

Constructional Steel Research, 128, p. 498–511.

73. Văcăreanu, R., Pavel, F., Aldea, A., Arion, C., Neagu, C. (2015). Elemente de analiză a

hazardului seismic, Editura Conspress, 215p., ISBN 978-973-100-386-3

74. Venghiac, V.M. 2014 Teză de doctorat - Studiul Comportării la acțiunea seismica a

structurilor cu cadre metalice și stâlpi disipatori de energie. Universitatea Tehnică

"Gheorghe Asachi"din Iași, Facultatea de Construcții și Instalații.

75. Venghiac, V.M., Stașcov, M., Budescu, M., 2017. Analize privind îmbinările grindă-stâlp

cu șuruburi. Proceedings of the 15th National Conference on Steel Structures with

International Participation – 15 CONMET, ISSN 2559-0812, p. 227-237.

76. Venghiac V.M., Stașcov M., Budescu M. (2017) Beam-to-column connections with

demountable energy dissipative plates. Frontiers in built environment, vol 4 article 15, pp 9

94

77. Wang. J.F., Han. L.H., Uy. B., 2009. Behaviour of flush end plate joints to concrete-filled

steel tubular columns. Journal of Constructional Steel Research, 65, p. 925-939

78. Wang. W., Chanc. T. M., Shao. H., 2015. Seismic performance of beam-column joints with

SMA tendons strengthened by steel angles.. Jpurnal of Constructional Steel Research, 109,

p. 61-71.

79. Yam, M.C.H., Fang, C., Lam, A.C.C., and Zhang, Y., 2015. Numerical study and practical

design of beam-to-column connections with shape memory alloys. Journal of

Constructional Steel Research, 104, p. 177–192.

80. Zhang, A., Zhang, Y., Li, R., Wang, Z. 2016. Cyclic behavior of a prefabricated self-

centering beam-column connection with a bolted web friction device. Engineering

Structures, Volume 111, p185-198.

81. ANCO R250-3123 tri-axial vibration shake table. 2004. Technical Documentation and the

instruction for use, ANCO Engineers INC., 33rd Street, Boulder Colorado, USA

82. ANSI/AISC341, 2016. Seismic Provisions for Structural Steel Buildings. Chicago (IL):

American Institute of Steel Construction.

83. ANSI/AISC358-16, 2016. Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel

Moment Frames for Seisimic Applications. Chicago (IL): American Institute of Steel

Construction.

84. ANSYS 2009, User’s Manual Revision 11, ANSYS, Inc., Canonsburg, PA., USA.

85. Eurocod 3. SR EN 1993-1, 2006. Proiectarea structurilor din oțel, ASOCIAȚIA DE

STANDARTIZARE DIN ROMÂNIA. București: s.n

86. FEMA 350, 2005. Recomended seismic design criteria for new steel moment-frame

buildings.. Washington DC, USA: Federal Emergency Management Agency.

87. JGJ82-2011, 2011. Technical Specifications for Hight Strength Bolt Connections of Steel

Research. Beijing: Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People's

Republic of China, China Architecture & Building Press.

88. SR EN 10056-1 2000. Corniere cu aripi egale și inegale din oțel pentru construcții. Partea

1: Dimensiuni s.l.: s.n.

89. SR EN 10210-2. 1997. Profile tubulare rotunde formate la cald, în execuție sudată sau fără

sudură. s.l.: s.n.

90. SR EN 1025-3. 1994 Profile I cu tălpi paralele de lățime medie laminate la cald execuție

ușoară, seria HE-A, Dimensiuni s.l.: s.n.

REZUMAT TEZĂ DE DOCTORAT...pe stâlp și pe inimă (Maggi, Y.I., et all., 2015). În cazul în care...

Documents

Transcript of REZUMAT TEZĂ DE DOCTORAT...pe stâlp și pe inimă (Maggi, Y.I., et all., 2015). În cazul în care...