lezione metalliche sismica parte_iii
TRANSCRIPT
COSTRUZIONI METALLICHEIN ZONA SISMICA – PARTE IIICOSTRUZIONI METALLICHEIN ZONA SISMICA – PARTE III
1
CORSO DI COSTRUZIONI METALLICHE a.a. 2013/2014Prof. F. BontempiIng. F. Petrini – StroNGER s.r.l,.Ing. P. E. Sebastiani – Sapienza Università di Roma
www.francobontempi.org
PROGETTAZIONE SISMICA - BASI
FILOSOFIEDI PROGETTO
TRADIZIONALE(Stati limite)
INNOVATIVA(Performance Based
Design)
Comportamento dissipativo
Comportamento non dissipativo
A differenza dei metodi tradizionali di progettazione, nella progettazione prestazionale (Performance-BasedDesign – PBD), ci si basa come regola generale, solo sul soddisfacimento di criteri generali di prestazione. Ilprogettista ha totale libertà nel selezionare il sistema strutturale più adeguato, affinché per specificati livelli diintensità del sisma il danno possa essere contenuto entro limiti prefissati
Comportamento dissipativo
Comportamento non dissipativo
In collaborazione con: P.E. Sebastiani
IMPORTANZA DEL COMPORTAMENTO DISSIPATIVO NEL METODO
TRADIZIONALE
Per struttura con comportamento dissipativo si intende una struttura concepita in manieratale da avere elementi strutturali o parti di elementi strutturali in grado di dissipare partedell’energia sismica mediante cicli di deformazione inelastica.
Sotto l’azione del sisma vi saranno dunque elementi progettati per fornire uncomportamento plastico ed altri progettati per un comportamento di tipo elastico.
Il comportamento dissipativo
Costruzioni d’acciaio per le NTC2008
PROGETTAZIONE SISMICA - BASI
PROGETTAZIONE SISMICA – BASI- abbattimento della energia
Per struttura con comportamento dissipativo si intende una struttura concepita in manieratale da avere elementi strutturali o parti di elementi strutturali in grado di dissipare partedell’energia sismica mediante cicli di deformazione inelastica.
Sotto l’azione del sisma vi saranno dunque elementi progettati per fornire uncomportamento plastico ed altri progettati per un comportamento di tipo elastico.
Il comportamento dissipativo
0.000
0.050
0.100
0.150
0.200
0.250
0.300
0.350
0.000 0.500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 4.500
Se [g
]
Periodo T [s]SLV SLD
Abbattimento dell’energia “sentita” dalla struttura
Nella progettazione classica la dissipazione avviene per plasticizzazione di zone (elementi) dedicate della struttura. Siccome tale dissipazione avviene per isteresi, le parti dissipative devono avere una opportuna duttilità
PROGETTAZIONE SISMICA – BASI- abbattimento della energia
Per struttura con comportamento dissipativo si intende una struttura concepita in manieratale da avere elementi strutturali o parti di elementi strutturali in grado di dissipare partedell’energia sismica mediante cicli di deformazione inelastica.
Sotto l’azione del sisma vi saranno dunque elementi progettati per fornire uncomportamento plastico ed altri progettati per un comportamento di tipo elastico.
Il comportamento dissipativo
0.000
0.050
0.100
0.150
0.200
0.250
0.300
0.350
0.000 0.500 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 4.500
Se [g
]
Periodo T [s]SLV SLD
Abbattimento dell’energia “sentita” dalla struttura
Nella progettazione classica la dissipazione avviene per plasticizzazione di zone (elementi) dedicate della struttura. Siccome tale dissipazione avviene per isteresi, le parti dissipative devono avere una opportuna duttilità
Posso utilizzare il pushover per quantificare il coefficiente di
abbattimento opportuno
Non linearità di materiale- quantificazione del coef ficiente q
Posso utilizzare il pushover per quantificare il coefficiente di
abbattimento opportuno
DM 2008
In collaborazione con: P.E. Sebastiani
ρ1=αu/ α1 è detto coefficiente di ridistrib plasticaqμ= αe/ αu =δu/ δy= μ per similitudine tra triangoli
PROGETTAZIONE SISMICA – CASO DELLE STRUTTURE IN ACCIAIO – requisiti per il conseguimento della duttilità
A livello di sistema Si deve progettare il sistema strutturale in modo da permettere, prima del collasso, la plasticizzazione de «la maggior parte possibile» di struttura. Esempi: a) strutture a telaio� prima della plasticizzazione delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi; b) strutture con controventi � prima della plasticizz. Delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi e tutti i controventi
A livello di sistema Si deve progettare il sistema strutturale in modo da permettere, prima del collasso, la plasticizzazione de «la maggior parte possibile» di struttura. Esempi: a) strutture a telaio� prima della plasticizzazione delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi; b) strutture con controventi � prima della plasticizz. delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi e tutti i controventi
A livello di elementistrutturali
Gli elementi strutturali si dividono in «dissipativi» e «non dissipativi» (es. travi dissip. e colonne non dissip. Nelle strutture a telaio). Gli elementi dissipativi devono possedere adeguata duttilità. Esempio: nelle strutture a telaio le travi devono possedere adeguata capacità di rotazione plastica (alta curvatura ultima) e le connessioni devono avere una resistenza elastica maggiore della resistenza plastica delle travi connesse.
Questo richiede che
PROGETTAZIONE SISMICA – CASO DELLE STRUTTURE IN ACCIAIO – requisiti per il conseguimento della duttilità
A livello di sistema Si deve progettare il sistema strutturale in modo da permettere, prima del collasso, la plasticizzazione de «la maggior parte possibile» di struttura. Esempi: a) strutture a telaio� prima della plasticizzazione delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi; b) strutture con controventi � prima della plasticizz. Delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi e tutti i controventi
A livello di elementistrutturali
Gli elementi strutturali si dividono in «dissipativi» e «non dissipativi» (es. travi dissip. e colonne non dissip. Nelle strutture a telaio). Gli elementi dissipativi devono possedere adeguata duttilità. Esempio: nelle strutture a telaio le travi devono possedere adeguata capacità di rotazione plastica (alta curvatura ultima) e le connessioni devono avere una resistenza elastica maggiore della resistenza plastica delle travi connesse.
A livello di materialestrutturali
Il materiale deve avere una alta duttilità εu >> εy.
Questo richiede che
Questo richiede che
PROGETTAZIONE SISMICA – CASO DELLE STRUTTURE IN ACCIAIO – requisiti per il conseguimento della duttilità
A livello di sistema Si deve progettare il sistema strutturale in modo da permettere, prima del collasso, la plasticizzazione de «la maggior parte possibile» di struttura. Esempi: a) strutture a telaio� prima della plasticizzazione delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi; b) strutture con controventi � prima della plasticizz. Delle colonne si devono plasticizzare tutte le travi e tutti i controventi
A livello di elementistrutturali
Gli elementi strutturali si dividono in «dissipativi» e «non dissipativi» (es. travi dissip. e colonne non dissip. Nelle strutture a telaio). Gli elementi dissipativi devono possedere adeguata duttilità. Esempio: nelle strutture a telaio le travi devono possedere adeguata capacità di rotazione plastica (alta curvatura ultima) e le connessioni devono avere una resistenza elastica maggiore della resistenza plastica delle travi connesse.
A livello di materialestrutturali
Il materiale deve avere una alta duttilità εu >> εy.
Questo richiede che
Questo richiede che
PROGETTAZIONE SISMICA – CASO DELLE STRUTTURE IN ACCIAIO – requisiti per il conseguimento della duttilità
Posso utilizzare il pushover per controllare la plasticizzazionegraduale della struttura
PROGETTAZIONE SISMICA – IMPORTANZA DELLA DISSIPAZIONE E CAPACITY DESIGN NELLA PROGETTAZIONE TRADIZIONALE
Capacity design o Gerarchia delle Resistenze a livello di sistema
Gli elementi, o parte di essi, destinati alla dissipazione devono essere scelti e progettati in modo da favorire una
particolare tipologia di collasso globale
In condizioni limite, quale tipologia di collasso globale è auspicabile?
Gli elementi, o parte di essi, non destinati alla dissipazione devono essere progettati
in modo da fornire un’adeguata sovraresistenza
Posso utilizzare il pushover per controllare la plasticizzazionegraduale della struttura, attuando la gerarchia dele resistenze
Principi base sulla Gerarchia delle Resistenze a livello di sistema (II)
Il coefficiente di sicurezza a, che può essere usato per aumentare la resistenza dell’elemento fragile (caso A) o per ridurre la resistenza dell’elemento duttile (caso B), è
introdotto per tener in conto le incertezze sulle resistenze degli elementi.
PROGETTAZIONE SISMICA – IMPORTANZA DELLA DISSIPAZIONE E CAPACITY DESIGN NELLA PROGETTAZIONE TRADIZIONALE
Posso utilizzare il pushover per controllare la plasticizzazionegraduale della struttura, attuando la gerarchia dele resistenze
PROGETTAZIONE SISMICA – CASO DELLE STRUTTURE IN ACCIAIO – requisito di materiale (micro-scala) per ottenimento della duttilità
1- 2 file di controventi, sezioni originali2- 3 file di controventi, sezioni originali3- 2 file di controventi sezioni diminuite4- 3 file di controventi, sezioni diminuite
2
1
4
2
1
4
3
In collaborazione con: E.Lofrano, N. Natangelo
In ro
ssogli
eleme
ntifal
litine
ll’ultim
acon
figur
azion
e
Config. esaminate
Un metodo di progettazione sismica avanzata mediante
l’analisi di pushover
Emanuele Del Monte. L’analisi statica non lineare secondo il D.M. 14/01/2008. http://people.dicea.unifi.it/emadelmo/Documenti/Lezione%202010-04-26.pdf
Metodo di analisi – Verifica in termini di deformazione - Metodo N2
Emanuele Del Monte. L’analisi statica non lineare secondo il D.M. 14/01/2008. http://people.dicea.unifi.it/emadelmo/Documenti/Lezione%202010-04-26.pdf
Metodo di analisi – Verifica in termini di deformazione - Metodo N2
Emanuele Del Monte. L’analisi statica non lineare secondo il D.M. 14/01/2008. http://people.dicea.unifi.it/emadelmo/Documenti/Lezione%202010-04-26.pdf
Metodo di analisi – Verifica in termini di deformazione - Metodo N2
Emanuele Del Monte. L’analisi statica non lineare secondo il D.M. 14/01/2008. http://people.dicea.unifi.it/emadelmo/Documenti/Lezione%202010-04-26.pdf
Metodo di analisi – Verifica in termini di deformazione - Metodo N2
Emanuele Del Monte. L’analisi statica non lineare secondo il D.M. 14/01/2008. http://people.dicea.unifi.it/emadelmo/Documenti/Lezione%202010-04-26.pdf
Metodo di analisi – Verifica in termini di deformazione - Metodo N2
Emanuele Del Monte. L’analisi statica non lineare secondo il D.M. 14/01/2008. http://people.dicea.unifi.it/emadelmo/Documenti/Lezione%202010-04-26.pdf
Metodo di analisi – Verifica in termini di deformazione - Metodo N2
Emanuele Del Monte. L’analisi statica non lineare secondo il D.M. 14/01/2008. http://people.dicea.unifi.it/emadelmo/Documenti/Lezione%202010-04-26.pdf
Performance point
Metodo di analisi – Verifica in termini di deformazione - Metodo N2
Emanuele Del Monte. L’analisi statica non lineare secondo il D.M. 14/01/2008. http://people.dicea.unifi.it/emadelmo/Documenti/Lezione%202010-04-26.pdf
Performance point
Metodo di analisi – Verifica in termini di deformazione - Metodo N2
Gaetano Manfredi. Metodi di adeguamento innovativo. http://www.ordineingegnerinapoli.it/news/documenti/corsosismica2007-cmare-manfredi2.pdf
INTERVENTI SULLE STRUTTURE IN C.A. - ALTERNATIVE
Un caso complesso
STRUTTURA OSPEDALIERA
Edificio multipiano costituito da:• 3 piani interrati di 18000 mq ciascuno• 6 piani fuori terra di 6000 mq ciascuno• Altezza totale dell’edificio è di 33 m• 250 stanze, circa 750 posti letto
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
MODELLO DELLA STRUTTURA OSPEDALIERA
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
MODELLO DELLA STRUTTURA OSPEDALIERA
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
MODELLO DELLA STRUTTURA OSPEDALIERA
218m
82,5m
12m 30m
158m
37,5m21m
22,5m
33m
Modello è così caratterizzato:• 11350 elementi monodimensionali e 7150 nodi;• 9 solai infinitamente rigidi nel piano;• non si considera l’interazione terreno struttura (incastro alla base); • si considera l’effetto P-∆;• 10600 cerniere plastiche.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
CERNIERE PLASTICHE SECONDO FEMA 356
FEMA (2000), “Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings”, Federal Emergency Management Agency-356, Washington D.C. (USA), November 2000.
Definizione del legame della cerniera nel SAP2000
Ottenuta dal tratto elastico del legame costitutivo del materiale
Ottenuta tramite la definizione di un legame rigido plastico incrudente
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
CERNIERE PLASTICHE SECONDO FEMA 356
Controvento: cerniera assiale
Si ha a trazione un unico casomentre a compressione trepossibili casi a seconda delrapporto tra il diametro “d” e lospessore “t” della sezione.
I parametri di modellazione e il criterio di accettazione per leprocedure non lineari di una sezione in acciaio circolare cava,soggetta a compressione e trazione, risultano espressi nellatabella 5-7 delle FEMA 356.
FEMA (2000), “Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings”, Federal Emergency Management Agency-356, Washington D.C. (USA), November 2000.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
Trave: cerniera flessionale
Si hanno tre possibili casi aseconda della snellezzadell’anima e delle ali dellasezione in acciaio.
I parametri di modellazione e il criterio di accettazione per leprocedure non lineari delle sezioni in acciaio, soggette a flessione,risultano espressi nella tabella 5-6 delle FEMA 356.
CERNIERE PLASTICHE SECONDO FEMA 356
FEMA (2000), “Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings”, Federal Emergency Management Agency-356, Washington D.C. (USA), November 2000.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
CERNIERE PLASTICHE SECONDO FEMA 356
Colonna: cerniera presso-flessionale
P[KN]
M [KN m]
INTERAZIONE P-M
P / PCL =0,4999P / PCL =0,2009
I parametri di modellazione e il criterio di accettazione risultano espressi nella tabella 5-6 delleFEMA 356 in due passi:
2. Scegliendo tra trepossibili casi a seconda della snellezza dell’anima e delle ali della sezione in acciaio.
1. Imponendo due campi all’interno dei quali può variare il valore dello sforzo assiale agente P.
Com
pute
rsan
d S
truc
ture
s, In
c. (2
010)
, “C
SI A
naly
sis
Ref
eren
ce M
anua
l For
SA
P20
00®
, ET
AB
S®
, and
SA
FE
® ”
, B
erke
ley,
Cal
iforn
ia (U
SA
), M
arch
201
0.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
REGOLARITA’
REGOLARE IN PIANTA
• La configurazione in pianta è compatta e simmetrica rispetto a due direzioni ortogonali e il rapporto tra i lati di un rettangolo in cui la costruzione risulta inscritta è inferiore a 4• Non sono presenti rientri o sporgenze• Gli orizzontamenti possono essere considerati infinitamente rigidi nel loro piano
• Tutti i sistemi resistenti verticali non si estendono per tutta l’altezza della costruzione.• Massa e rigidezza variano in modo brusco tra il 3° e 4° piano della costruzione.• Il restringimento della sezione orizzontale della costruzione tra il 3° e 4° piano è superiore al 20% della dimensione del 3° piano.
IRREGOLARE IN ALTEZZA
NTC (2008), “Norme Tecniche per le Costruzioni”, DM 14 Gennaio 2008.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
MODI DI VIBRARE SIGNIFICATIVIMassa modale partecipante
Modo di vibrarePeriodo Direzione X Direzione Y
[s] [%] [%]I Modo Principale (dir.Y) 1,062 0 55I Modo Principale (dir.X) 0,805 59 0II Modo Principale (dir.Y) 0,423 0 30II Modo Principale (dir.X) 0,363 29 0III Modo Principale (dir.Y) 0,205 0 9
Massa modale partecipante cumulata 88 94
0.00
0.10
0.20
0.30
0.40
0.50
0.60
0.70
0.80
0.90
1.00
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0
Se [g
]
T [s]
Sp.elastico
I MODO dir.Y
II MODO dir.Y
III MODO dir.Y
I MODO dir.X
II MODO dir.X
Amplificazione
Mx = 29%
Mx = 59%
My = 9% My = 30%
My = 55%
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
ANALISI PUSHOVER DELLA STRUTTURA 3D
Difficoltà nel valutare la direzione, il punto di applicazione e
la distribuzione di forze sulla struttura al variare delle azioni
d’inerzia sismiche
Ipotesi semplificative
• Le forme delle distribuzioni delle forze laterali sono:a) distribuzione uniforme di forze;b) distribuzione delle forze proporzionale alle masse per la
deformata del modo di vibrare.• Le forze sismiche di pushover, lungo la direzione longitudinale etrasversale della struttura, sono applicate singolarmente e noncontemporaneamente.• Il punto di applicazione delle forze corrisponde al baricentrodelle masse di ogni piano.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
DISTRIBUZIONI DI FORZE PER ANALISI DI PUSHOVER
CONVENZIONALI
Coglie il comportamento
ultimo di una struttura che va in
crisi con un meccanismo di piano debole formatosi alla
base
Permette una migliore descrizione delle forze
d’inerzia che si innescano sotto azione sismica
quando il modo fondamentale attiva la
quasi totalità della massa (STRUTTURA REGOLARE)
MPA (Chopra e Goel-2001)
Fornisce una valutazione della risposta della struttura migliore quando la risposta dinamica è caratterizzata da più modi che
attivano ciascuno una percentuale significativa della
massa totale (STRUTTURA IRREGOLARE)
Chopra A.K., Goel R.K. (2001), “A modal pushover analysis procedure for estimating seismic demands for buildings”, EarthquakeEngineering Research Center, University of California, Berkeley, 31 August 2001.
P.R
iva
(200
7),
“Ana
lisi
Sta
tica
Non
Line
are
(Pus
hove
r)”,
Dip
artim
ento
diP
roge
ttazi
one
eTe
cnol
ogie
,U
nive
rsità
degl
iS
tudi
diB
erga
mo,
Ber
gam
o,20
07.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
0
5
10
15
20
25
30
35
0.00 10.00 20.00 30.00
Hpian
o [m]
F [KN]
Distribuzione delle forze(CASO 1)
Risultante delle forze(CASO 1)
Distribuzione delle forze(CASO 2)
Risultante delle forze(CASO 2)
In direzione longitudinale:
0
50000
100000
150000
200000
250000
0 10 20 30
Tagli
o alla
base
[KN]
Spostamento ultimo piano [cm]
Curva di Capacità(CASO 1)Curva di Capacità(CASO 2)P.P. (SLC)
P.P. (SLV)
P.P. (SLD)
P.P. (SLO)
La struttura avrà un comportamento più rigido nel CASO 1 rispetto al CASO 2.
IMPORTANZA DELLA DISTRIBUZIONE SCELTA
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
02468
1012
0 5 10 15 20 25 30 35 40
S [m/
s2 ]
SD [cm]
P.P. per il sistema SDOFSp. Elastico (SLC)TB (SLC)TC (SLC)TD (SLC)T* (CASO 1)Sp. Anelastico (CASO 1)C. di capacità (CASO 1)P.P. (CASO 1)T* (CASO 2)Sp. Anelastico (CASO 2)C. di capacità (CASO 2)P.P. (CASO 2)
0
50000
100000
150000
200000
250000
0 3 6 9 12 15 18 21 24 27
Tb[KN
]
SD [cm]
P.P. per il sistema MDOF
C. di capacità (CASO 1)P.P. (CASO 1)C. di capacità (CASO 2)P.P. (CASO 2)
dmax [cm]CASO 2 (dist. I modo) 19.41CASO 1 (dist. uniforme) 14.36
0.00
5.00
10.00
15.00
20.00
25.00
dmax
[cm]
Δdmax [%]Δdmax(CASO2/CASO1) 35.14
0.005.00
10.0015.0020.0025.0030.0035.0040.00
Δdma
x [%]
Γ
SLC nella direzione longitudinale:IMPORTANZA DELLA DISTRIBUZIONE SCELTA
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
IMPORTANZA DELLA DISTRIBUZIONE SCELTA
0
5
10
15
20
25
30
35
0.00 10.00 20.00 30.00
Hpian
o [m]
F [KN]
Distribuzione delle forze(CASO 1)
Risultante delle forze(CASO 1)
Distribuzione delle forze(CASO 2)
Risultante delle forze(CASO 2)
0
40000
80000
120000
160000
200000
0 10 20 30 40
Tagli
o alla
base
[KN]
Spostamento ultimo piano [cm]
Curva di Capacità(CASO 1)Curva di Capacità(CASO 2)P.P. (SLC)
P.P. (SLV)
P.P. (SLD)
P.P. (SLO)
In direzione trasversale:
La struttura avrà uncomportamento più rigido nelCASO 1 rispetto al CASO 2.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
PLASTICIZZAZIONE DELLA STRUTTURA AL VARIARE DEGLI S.L.
SLO:
SLD:
CASO 1 in direzione longitudinale
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
PLASTICIZZAZIONE DELLA STRUTTURA AL VARIARE DEGLI S.L.
SLO:
SLD:
CASO 1 in direzione longitudinale
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
SLV:
SLC:
PLASTICIZZAZIONE DELLA STRUTTURA AL VARIARE DEGLI S.L.
CASO 1 in direzione longitudinale
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
SLV:
SLC:
PLASTICIZZAZIONE DELLA STRUTTURA AL VARIARE DEGLI S.L.
CASO 1 in direzione longitudinale
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 0.5 1 1.5 2N°
Piano
Drift [%]
Drift di interpiano
Modo Fondamentale0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 0.2 0.4 0.6 0.8
N°Pia
no
U1 / Htot [%]
Spostamento di piano
Modo Fondamentale
SLC:
MECCANISMO DI PIANO DEBOLE
CASO 2 in direzione longitudinale
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
Meccanismo di piano debole al 4° piano:
MECCANISMO DI PIANO DEBOLE
CASO 2 in direzione longitudinale
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
La modellazione della deformabilità dei nodi
4
RUOLO DELLE ZONE NODALI NEL COMPORTAMENTO STRUTTURA LE
L’elevato numero di edifici crollati o fortemente danneggiati e le numerose vittime occorse durante il terremoto diNorthridge (1994) hanno suscitato grande attenzione in tutta la comunità scientifica.
Ai fini di una corretta valutazione del comportamentoglobale della struttura, occorre considerare, quindi, leprestazioni di un nodo nel suo complesso.
In seguito a questo terremoto, l’eccessiva plasticizzazionedelle zone pannello è stato visto come la principale causadei numerosi e inattesi danni manifestati dai collegamentidelle strutture metalliche intelaiate
FEMA (2000), “A Policy Guide to Steel Moment-Frame Construction”, Federal Emergency Management Agency-354, WashingtonD.C., November 2000.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
DEFINIZIONI DEGLI ELEMENTI CHE COMPONGONO UN NODO
1. Il collegamento : è l’insieme degli elementi che rendono possibile l’unione tra due differentimembrature
2. Il giunto : è la zona in prossimità del collegamento in cui si manifestano interazioni specifichetra gli elementi collegati
3. La zona nodale : è la zona individuata da tutti i giunti che concorrono in un nodo
Ogni nodo, di una struttura intelaiata d’acciaio, ècaratterizzato da quattro elementi che interagiscono:
• l’elemento trave;
• l’elemento colonna;
• il pannello nodale;
• il collegamento.
G. Ballio, C. Bernuzzi (2004.), “Progettare costruzioni in acciaio”, Hoepli Milano.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
MECCANISMI DEL NODO TRAVE-COLONNA
PGC ∆+∆+∆=∆
Finley A. Charney, Virginia Tech, U.S.A. William M. Downs, S impson Strong Tie, Inc., U.S.A. (2004), “Modeling procedures for panel zonedeformations in moment resisting frames”, Amsterdam - June 3-4, 2004.
Tipico sottoassemblaggio interno trave-colonnadi un telaio resistente a momento
Spostamento orizzontale totale di un tipico sottoassemblaggio trave-colonna:
Ricerche sperimentali su sotto-assemblaggi trave-colonna hannomostrato che il comportamentodel pannello nodale è dominatoda distorsioni taglianti.
Contributo pannelloIn collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
La deformazione tagliante del pannello è, in molti casi pratici, la componente più significativa dello spostamento orizzontale totale.
Il contributo allo spostamento dato dal pannello può anche essere diviso in componenti assiali,flessionali e di taglio:
MECCANISMI DEL NODO TRAVE-COLONNA
Tipico sottoassemblaggio interno trave-colonnadi un telaio resistente a momento
Ricerche sperimentali su sotto-assemblaggi trave-colonna hannomostrato che il comportamentodel pannello nodale è dominatoda distorsioni taglianti.
PVPFPAP ∆+∆+∆=∆
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
MODELLI PER IL COMPORTAMENTO NON LINEARE DEI NODI
Modello SCISSORIl modello è composto da due elementirigidi (all’interno della zona pannello) conuna singola cerniera nel centro. Vieneutilizzata una molla rotazionale perrappresentare il comportamento dellacomponente pannello.
Le proprietà della molla si determinanoda quelle trovate per il modelloKrawinkler tramite i termini α e β:
α rappresenta il rapporto tra l'effettiva profondità della colonna e la lunghezza della campata
β rappresenta il rapporto tra l'effettiva profondità della trave e l’altezza della colonna
( )( )
−−=−−=
2
,,
,,
1
1
βα
βαKy
Sy
KySy
KK
MM
con rigidezza post-snervamento pari al 6% di quella elastica
FEMA (2000), “State of the Art Report on Performance Prediction and Evaluation of Steel Moment-Frame Buildings”, Federal EmergencyManagement Agency-355F, Washington D.C., Semptember 2000.
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
DEFINIZIONE DEI LEGAMI MOMENTO-ROTAZIONE DEI NODI
0
200
400
600
800
1000
1200
0 0.002 0.004 0.006 0.008 0.01 0.012
M [KN
m]
θ [-]
Tipo 1Tipo 2Tipo 3Tipo 4Tipo 5
Nodo Profilocolonna
Acciaio My,K θy,K Ky,K My,S Ky,S Kincr,S θy,S θu,S Mu,S
[KNm] [-] [KNm] [KNm] [KNm] [KNm] [-] [-] [KNm]
Tipo 1 HE300B S355 257,73 0,00254 101565 299,69 137324 8239 0,00218 0,00873 353,63
Tipo 2 HE360M S450 821,20 0,00322 255297 969,16 355580 21335 0,00273 0,01090 1143,61
Tipo 3 HE340B S355 318,65 0,00254 125571 379,17 177802 10668 0,00213 0,00853 447,42
Tipo 4 HE300M S355 557,63 0,00254 219749 663,55 311154 18669 0,00213 0,00853 782,99
Tipo 5 HE340A S275 189,67 0,00197 96486 225,33 136187 8171 0,00165 0,00662 265,90
Modello Scissor
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
Applicazione alla struttura ospedaliera
IMPORTANZA DELLA MODELLAZIONE AL VARIARE DELLO S. L .
0
50000
100000
150000
200000
250000
0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35
Tb [K
N]
dc [m]
C. di capacità (nodi rigidi)
Punto di prestazione
C. di capacità (nodi semi-rigidi)
Punto di prestazione
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3
N°Pia
noDrift [%]
nodi rigidi
nodi semi-rigidi
Curve di capacità ottenute da una distribuzione uniforme in direzione longitudinale
SLO
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
0
50000
100000
150000
200000
250000
0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35
Tb [K
N]
dc [m]
C. di capacità (nodi rigidi)
Punto di prestazione
C. di capacità (nodi semi-rigidi)
Punto di prestazione
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1N°
Piano
Drift [%]
nodi rigidi
nodi semi-rigidiIl Taglio alla base si riduce del 10%
Il Drift aumenta del 13%
Curve di capacità ottenute da una distribuzione uniforme in direzione longitudinale
SLC
IMPORTANZA DELLA MODELLAZIONE AL VARIARE DELLO S. L .In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
2. Al crescere del livello di deformazione la struttura subisce un incremento deglispostamenti di piano e dei drift di interpiano a dimostrazione del maggiore cimento incampo plastico della struttura. In particolare tale incremento è enfatizzato ai pianiinferiori.
3. Nelle modellazioni a nodi rigidi e a nodi semi-rigidi, qua ndo la struttura èsoggetta a terremoti di grande intensità, si hanno drift di i nterpiano differenti ,infatti in corrispondenza del 4° piano si ha un incremento de l 13% del drift trovatocon il modello a nodi rigidi.
1. L’incremento degli spostamenti laterali aumenta la sens ibilità della strutturaagli effetti del secondo ordine , per cui risulta necessario tener conto dellapresenza del pannello nella modellazione.
CONSIDERAZIONI
In collaborazione con: A. Demin, A. Coppi
58
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
59
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
60
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso A – Schema a telaio (vincoli di continuità tra travi e colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con elevata rigidezza
61
Configurazione deformata
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso A – Schema a telaio (vincoli di continuità tra travi e colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con elevata rigidezza
62
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Risultati analisi di pushover
Caso A – Schema a telaio (vincoli di continuità tra travi e colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con elevata rigidezza
63
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso B – Schema a telaio (vincoli di continuità tra travi e colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con bassa rigidezza
64
Configurazione deformata
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso B – Schema a telaio (vincoli di continuità tra travi e colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con bassa rigidezza
65
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso B – Schema a telaio (vincoli di continuità tra travi e colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con bassa rigidezza
Risultati analisi di pushover
66
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso C – Schema a ritti pendolari (travi incernierate alle colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con elevata rigidezza
67
Configurazione deformata
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso C – Schema a ritti pendolari (travi incernierate alle colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con elevata rigidezza
68
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso C – Schema a ritti pendolari (travi incernierate alle colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con elevata rigidezza
Risultati analisi di pushover
69
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso D – Schema a ritti pendolari (travi incernierate alle colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con bassa rigidezza
70
Configurazione deformata
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso D – Schema a ritti pendolari (travi incernierate alle colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con bassa rigidezza
71
2 - CONTROVENTI CONCENTRICI (Concentrically Braced Frames – CBF)
Caso D – Schema a ritti pendolari (travi incernierate alle colonne) concontroventi aggiuntivi. Travi con bassa rigidezza
Risultati analisi di pushover
72
CONTROVENTI ECCENTRICI (Eccentric Braced Frames – EBF)
73
Caso A - Controventi asimmetrici con zona dissipativa all’estremità della trave
CONTROVENTI ECCENTRICI (Eccentric Braced Frames – EBF)
Variazione della rigidezza orizzontale al variare delle grandezze e, h, L
74
Caso A - Controventi asimmetrici con zona dissipativa all’estremità della trave
CONTROVENTI ECCENTRICI (Eccentric Braced Frames – EBF)
Meccanismo dissipativo Sollecitazioni
75
Caso B – Controventi simmetrici con zona dissipativa al centro della trave
CONTROVENTI ECCENTRICI (Eccentric Braced Frames – EBF)
Variazione della rigidezza orizzontale al variare delle grandezze e, h, L
76
Caso B – Controventi simmetrici con zona dissipativa al centro della trave
CONTROVENTI ECCENTRICI (Eccentric Braced Frames – EBF)
Meccanismo dissipativo Sollecitazioni
77
Caso C – Controventi simmetrici con zone dissipative alle estremità della trave
CONTROVENTI ECCENTRICI (Eccentric Braced Frames – EBF)
Meccanismo dissipativo
78
Setup prove sperimentali con link “lungo”
SISTEMI DISSIPATIVI ORDINARI
79
Dettagli del collegamento nel primo test di prova
SISTEMI DISSIPATIVI ORDINARI
80
Risultati primo test di prova
SISTEMI DISSIPATIVI ORDINARI
81
Geometria secondo test di prova – con un maggior numero di piatti diirrigidimento
SISTEMI DISSIPATIVI ORDINARI
82
Risultati secondo test di prova
SISTEMI DISSIPATIVI ORDINARI
83
Caso D – Controventi con elemento dissipativo aggiuntivo – link “corto”
CONTROVENTI ECCENTRICI (Eccentric Braced Frames – EBF)