Am uitat parola x Creaza cont nou   Home Exploreaza Upload

EFECTELE INTERACTIUNII SEISMICE TEREN-STRUCTURA LA CONSTRUCTII PARTIAL INGROPATE SI INGROPATE

Arhitectura constructii

ALTE DOCUMENTE MEMORIU TEHNIC - INSTALATII ELECTRICE - MIJLOACE PORTABILE SI TRANSPORTABILE DE STINS INCENDIU Firma germana construieste case economice,de inalta calitate si tehnologie,atestata de institute de specialitate germane,la preturi accesibile Fenestra 2000 Memoriu tehnic justificativ Igrasia metode pe prevenire si inlaturare Parti componente ale teodolitului CAIET DE SARCINI PERETI DE COMPARTIMENTARE DIN GIPS - CARTON Trasarea constructiilor civile, INDUSTRIALE SI AGRICOLE Pereti structurali de beton armat

UNIVERSITATEA TEHNICA DE CONSTUCTII BUCURESTI

Facultatea de Constructii civile, Industriale si Agricole

EFECTELE INTERACTIUNII SEISMICE

TEREN-STRUCTURA LA CONSTRUCTII

PARTIAL INGROPATE SI INGROPATE

EFECTELE INTERACTIUNII SEISMICE TEREN-STRUCTURA LA CONSTRUCTII SUBTERANE. STUDII DE CAZ

In analiza seismica a structurilor, interactiunea dinamica dintre construnctie si masivul de pamant poate influenta sensibil raspunsul structural. Masivul de pamant actioneaza, in conlucrarea lui cu constructia, indirect ca filtru frecvential si direct ca reazem deformabil pe o zona activa situata in vecinatatea acesteia. Rolul de reazem deformabil si filtru dinamic se interconditioneaza reciproc si au o importanta hotaratoare asupra raspunsului seismic al structurii. Proprietatile dinamice ale subsistemelor aflate in interconditionare reciproca–structura si masivul de pamant- conduc la efecte neglijabile in cazul unor terenuri de fundare rigide, insa devin semnificative pentru terenuri de fundare slabe, deformabile.

Analizele de interactiune seismica teren-structur 414j93e a s-au dezvoltat in ultimele decenii odata cu proiectarea centrelelor nuclearo- electrice pe terenuri nestancoase , situatie in care raspunsul seismic este influentat semnificativ de comportarea dinamica a masivului de pamant pe care acestea sunt amplasate.

Rigurozitatea analizei de interactiune teren-structura la actiuni seismice este legata de corectitudinea modelarii sistemului alcatuit din structura si masivul de pamant, de   acuratetea valorilor atribuite parametrilor care definesc excitatia seismica si de proprietatile fizico-mecanice ale pamantului.

Desi afectate inca de incertitudini, analizele de interactiune seismica teren-structur 414j93e a au facut, pe plan mondial, progrese remarcabile in formularea modelelor de calcul pentru definirea excitatiei seismice si evaluarea corecta a caracteristicilor dinamice ale masivului de pamant. Cercetarile in acest domeniu s-au dezvoltat considerabil si stadiul cunostintelor este foarte avansat. In ultima perioada exista o tendinta de implementare in practica de proiectare a centralelor nuclearo-electrice a analizelor seismice pe modele stochastice care permit nu numai fundamentari mai riguroase in definirea excitatiei seismice si a raspunsului structural, ci si cuantificari ale riscurilor seismice de avariere structurala.

Investigatiile teoretice si experimentale efectuate in ultimul timp abordeaza o serie de aspecte in care efectele in interactiune seismica teren-structur 414j93e a pot fi semnificative si pentru care abordarile actuale sunt nesatisfacatoare: structuri ingropate si partial ingropate (constructii speciale, tuneluri, conducte, etc), fundatii flexibile si fundatii pe piloti, presiuni seismice pe peretii substructurilor, etc.

Evident ca aceste investigatii vor continua si in viitor cu efecte favorabile in imbunatatirea acuratetii rezultatelor obtinute din analizele de interactiune seismica teren-structur 414j93e a,   prezentand interes in primul rand pentru constructii speciale la care aplicarea in procesul proiectarii este justificata.

Pentru centrale nuclearo-electrice parte din aspectele mentionate mai sus au fost in ultimul timp aplicate in proiectare. Pentru constructiile curente, in prezent, analizele de interactiune seismica teren-structura nu sunt folosite in proiectare.

S-a creat in momentul de fata un decalaj mare intre stadiul de cunoastere la nivelul cercetarii, al aplicarii analizelor de interactiune seismica teren-structur 414j93e a la constructii speciale, in primul rand CNE, si cunostintele inginerilor proiectanti ai constructiilor conventionale, curente.

Pentru a promova aplicarea practica a procedeelor de evaluare a efectelor interactiunii seismice teren-structura, inginerii proiectanti trebuie sa fie convinsi de necesitatea evaluarii acestor efecte. Procedeele de evaluare trebuie sa devina parte integranta din analiza sesmica globala si din procesul de proiectare.

Codurile de proiectare pentru constructii curente, ale unor tari avansate bazate pe comportarea unui sistem cu un singur grad de liberatate dinamica, introduc ca efecte ale interactiunii seismice teren-structura numai cresterea perioadei de oscilatie si a amortizarii pentru modul fundamental al sistemului structural, neglijand introducerea altor efecte semnificative (dispersia miscarii de input seismic, neliniaritati, etc). In felul acesta codurile nu promoveaza procedee de evaluare corecta a interactiunii seismice teren-structura in procesul de proiectare.

EFECTELE INTERACTIUNII SEISMICE TEREN-STRUCTURA LA CONSTRUCTII SUBTERANE. STUDII DE CAZ

STUDIU DE CAZ. ABORBARE DETERMINISTICA CU PROGRAMUL

DE CALCUL FLUSH

MODELUL DE CALCUL

Analizele seismice au fost realizate utilizand modelul de calcul cu elemente finite folosind programul de calcul FLUSH. A fost acceptata ipoteza propagarii verticale a undelor seismice S si P.

Modelul din figura 4.11. consta dintr-o structura ale carei dimensiuni sunt:

• inaltimea 20m
• latimea 12 m
• adancimea de ingropare 50 m.

Modelul este simetric, analizat pe semistructura (fig. 4.12.). Modelul are: 20 de elemente „solid“, 17 „beam“ si 57 de noduri. Caracteristicile dinamice ale tuturor materialelor, rigiditatea si amortizarea au proprietati independente. Pentru excitatia seismica s-a considerat accelerograma artificiala generata pe spectrul de raspuns 5 % (fig. 4.13.)

CONCLUZII

Se trag urmatoarele concluzii:

1. Influenta modulului de forfecare dinamic al terenului in raspunsul seismic al campului liber este esential. Principalele efecte ca rezultat al reducerii modulului de forfecare sunt:

n      Cresterea acceleratiei maxime absolute la nivelul bazei,

n      Diminuarea solicitarii maxime la forfecare a stratului,

n      Amplificarea varfurilor cu translatia acestora in domeniul frecventelor joase,

n      Modificarea varfurilor spectrale (acceleratia absoluta spectrala, viteza relativa spectrala si deplasarea) si a frecventelor la care apar.

Variatia de mai sus a raspunsului cu modulul de forfecare are undele exceptii,evidentiate de unele studii parametrice.

2. Pentru cladirile masive rigide, si in special pentru cladirile ingropate, influenta reducerii modulului de forfecare al masivului de pamant asupra raspunsului seismic este esential. Cele mai importante efecte sunt urmatoarele:

n      Modificarea varfurilor orizontale spectrale (acceleratia absoluta spectrala, viteza relativa spectrala si deplasarea) si frecventele la care acestea apar

n      Miscarea de balansare (rocking) creste semnificativ. Amplificarea varfurilor, acceleratiilor absolute spectrale si deplasarea acestora se modifica in domeniul frecventelor joase

n      Acceleratia absoluta maxima- verticala si orizontala este – in general –redusa

n      Momentele de incovoiere maxime, fortele taietoare si fortele axiale cresc. Variatia de mai sus a raspunsului seismic cu modulul de forfecare poate prezenta unele exceptii evidentiate de studiile parametrice.

0.25 m

0.5 m

Fig. 4.11 Sectiune constructie ingropata

Straturi

Roca de baza

Fig. 4.12. Modelul de calcul

Timp –sec

Fig. 4.13. Accelerograma artificiala pe spectrul dat

(Miscarea de control)- Analiza FLUSH

G=2000 daN/cm2

G=3000 daN/cm2

G=1000 daN/cm2

Frecventa -Hz

Fig. 4.14. Functia de transfer

la partea superioara a stratului pentru miscarea orizontala

G=3000 daN/cm2

G=2000 daN/cm2

G=1000 daN/cm2

Frecventa- Hz

Fig. 4. 15. Functia de transfer la partea inferioara a stratului 5

pentru miscarea orizontala, amplificare 5 %

G=3000 daN/cm2

G=2000 daN/cm2

G=1000 daN/cm2

Frecventa- Hz

Fig. 4.16. Acceleratia spectrala absoluta

la partea superiaora a stratului 1, amortizarea 5%

STUDIU DE CAZ. ABORDARE PROBABILISTICA CU PROGRAMUL DE

CALCUL PLUSH [33]

RASPUNSUL AMPLASAMENTULUI

• Fig.4.294.31 arata functiile de amplificare Fourier la varful straturilor 1, 3 si 5 pentru modulele de forfecare G = 1000 daN/cm² si 3000 daN/cm²; ele evidentiaza translatia varfurilor in domeniul frecventelor joase odata cu cresterea amplitudinilor, ca rezultat al reducerii efectului de forfecare. Amplificarea varfurilor se reduce cu adancimea.
• Fig. 4.324.34 indica acceleratia spectrala absoluta mediana la varful straturilor 1, 3 si 5 pentru cele doua valori G. La varful stratului 1, ca rezultat al reducerii efectului de forfecare, nu apare modificarea acceleratiei spectrale medii maxime si a frecventei la care ea produce , in timp ce la varful stratului 3 amplitudinea acceleratiei spectrale mediane maxime se reduce daca nu se modifica freceventa; la varful stratului 5, amplitudinea mediana maxima a creste cu translatia varfului spectral in domeniul frecventelor inalte.
• Tabelul 4.6 –arata viteza spectrala-relativa mediana maxima la varful straturilor 1,3 si; 5 pentru modulele de forfecare 1000 si 3000 daN/cm². Se observa ca la varful stratului 1 nu apar modificari ale vitezei relative spectrale mediane maxime si a frecventei la care se produce, ca rezultat al reducerii efectului de forfecare, in timp ce la varful stratrilor 3 si 5 amplitudinile se reduc cu translatia varfurilor in domeniul frecventelor joase.
• Tabelul 4.7 prezinta media acceleratiilor absolute maxime - baza rigida; diagrama indica cresterea acceleratiei absolute ca rezultat al reducerii efectului de forfecare.
• Tabelul 4.8 arata media acceleratiilor absolute maxime la varful straturilor 1, 3 si 5. Se observa nemodificari in maximul acceleratiilor mediane maxime la varful stratului 1- ca rezultat al reducerii efectului de forfecare, si o descresterea acestuia la varful stratelor Nr.3 si 5.
• Fig. 4.9 arata spectrul de putere al acceleratiilor, baza rigida; se observa translatia varfului in domeniul frecventelor joase odata cu cresterea amplitudinilor, ca rezultat al reducerii efectului de forfecare.

RASPUNSUL ORIZONTAL AL STRUCTURII

• Fig.4.36 4.38 arata acceleratiile spectrale absolute mediane la punctele nodale Nr. 9, 13 si 17 pentru G = 1000 daN/cm si G = 3000 daN/cm. La punctul nodal Nr.9 varful creste daca nu se modifica frecventa, la care apare, ca rezultat al reducerii efectului de forfecare, in timp ce la punctul nodal Nr. 13 varful se reduce daca nu se modifica frecventa la punctul nodal Nr.17 valoarea varfului creste cu translatia in domeniul frecventelor joase.
• Tabelul 4.9 arata maximele vitezelor relative spectrale mediane. La punctul nodal Nr. 9 apare o crestere a valorii maxime, daca nu se modifica freceventa, ca rezultat al reducerii efectului de forfecare , in timp ce la punctul nodal Nr.13 apare o reducere a valorii maxime – odata cu translatia in domeniul freceventelor joase. La punctul nodal Nr.17 apare o crestere a valorii maxime odata cu translatia in domeniul frecventelor inalte.

METODA PROBABILISTICA VS. DETERMINISTICA

Studiile de caz efectuate in cele doua abordari (deterministe si probabiliste) sunt ilustrate comparativ in fig 4.12, 4.13, 4.14 si 4.15.

Se pot trage urmatoarele concluzii din figurile 4.40, 4.41, 4.42 si 4.45:

Incertitudinile semnificative privind modulul de forfecare al pamantului si influenta lui esentiala asupra raspunsului seismic al structurii arata necesitatea abordarii stochastice.

A. Din comparatia rezultatelor absolute cu programele FLUSH si PLUSH ( determinist si probabilistic) rezulta:

Rezultatele FLUSH supraestimeaza varfurile miscarii de balansare (rocking),

Rezultatele FLUSH pot supraestima sau subestima acceleratia orizontala maxima spectrala si viteza relativa spectrala maxima,

Rezultatele FLUSH supraestimeaza acceleratia absoluta maxima orizontala si verticala, momentele de incovoiere absoluta maxime, fortele taietoare si fortele axiale.

B. Acceleratia maxima absoluta orizontala si verticala, momentele de incovoiere maxime, fortele taietoare si fortele axiale, pentru rezultatele FLUSH inscriu in banda de confidenta a metodei probabilistice sau pot fi mai mari decat cele probabilistice pentru o banda superioara p = 95 %.

C.         Odata cu cresterea modulului de forfecare rezultatele FLUSH sunt mai divergente in banda de confidenta a metodei probabilistice.

Comparatia rezultatelor confirma cu putine exceptii tendinta conservatoare a analizelor FLUSH. Pentru cazurile uzuale ele dau rezultate satisfacatoare.

Spectrul de putere al raspunsului in punctul A

Pasul III

Pasul II

Pasul I

Controlul miscarii Valoarea medie a raspunsului spectrului si limitele de confidenta

Spectrul de putere, baza rigida

Spectrul de putere, baza rigida

Spectrul de putere de input

Pasul IV

Punct de control

Camp liber

Valoarea medie a raspunsului spectrului si limitele de confidenta in punctul A

Fig. 4.28 Reprezentarea schematica a analizelor seismice, probabilistice.Program PLUSH

Frecventa - Hz

G= 3000 daN/cm2

G= 1000 daN/cm2

Fig. 4.29 Miscarea orizontala; Functia de amplificare Fourier

la varful stratului 1; Amortizare 5%

Fig. 4.30 Miscarea orizontala; Functia de amplificare Fourier pentru G=1000 daN/cm2 si G=3000 daN/cm2 la varful stratului 3; Amortizare 5%

G= 3000 daN/cm2

G= 1000 daN/cm2

G= 1000 daN/cm2

G= 3000 daN/cm2

Frecventa- Hz

Frecventa- Hz

pentru; G=1000 daN/cm² si G=3000 daN/cm² la varful stratului 5; Amortizare 5%

 

G= 3000 daN/cm2

G= 1000 daN/cm2

G= 1000 si 3000 daN/cm2

 

Fig. 4.32 Miscarea orizontala; Acceleratia spectrala absoluta mediana pentru G=1000 daN/cm2 si G=3000daN/cm2 la varful stratului 1; Amortizare 5%

 

Fig. 4.34 Miscarea orizontala; Acceleratia spectrala absoluta mediana pentru G=1000 daN/cm2 si G=3000daN/cm2 la varful stratului 5; Amortizare 5%

Frecventa- Hz

Frecventa- Hz

G= 1000 daN/cm2

G= 3000 daN/cm2

G= 3000 daN/cm2

G= 1000 daN/cm2

pentru G=1000 daN/cm² si G=3000daN/cm²; Amortizare 5%

 

Fig. 4.36 Miscarea orizontala; Acceleratia spectrala absoluta mediana; punctul nodal nr. 9; G=1000 daN/cm2 si G=3000daN/cm2; Amortizare 5%

G= 1000 daN/cm2

G= 3000 daN/cm2

G= 3000 daN/cm2

G= 1000 daN/cm2

Frecventa- Hz

Frecventa- Hz

punctul nodal nr. 13; G=1000 daN/cm² si G=3000daN/cm²; Amortizare 5%

 

Fig. 4.38 Miscarea orizontala; Acceleratia spectrala absoluta mediana; punctul nodal nr. 17; G=1000 daN/cm2 si G=3000daN/cm2; Amortizare 5% [33]

Frecventa- Hz

Puncte nodale

G= 1000 daN/cm2

G= 3000 daN/cm2

G= 1000 daN/cm2

G= 3000 daN/cm2

Media momentelor de incovoiere maxime (valori absolute) de-a lungul peretelui lateral; G=1000 daN/cm² si G=3000daN/cm²; Amortizare 5%

G= 1000 daN/cm², amortizare 5%, analiza PLUSH vs. FLUSH

ANALIZA INTERACTIUNII SEISMICE TEREN-STRUCTURA LA CONSTRUCTII

PARTIAL INGROPATE. EFECTELE ADANCIMII DE INGROPARE ASUPRA RASPUNSULUI DINAMIC AL STRUCTURII

STUDIU DE CAZ. ABORDARE DETERMINISTICA CU PROGRAMUL DE CALCUL FLUSH

Se considera o cladire cu mai multe etaje S+P+8E prezentata in fig. 5.8. Cladirea este amplasata pe teren moale argilos. Proprietatile dinamice ale structurii si masivului de pamant sunt prezentate in tabelul 5.1.

MODELUL DE CALCUL

Analizele seismice au fost realizate utilizand modelul de calcul cu elemente finite folosind programul de calcul FLUSH.A fost acceptata ipoteza propagarii verticale a undelor seismice S si P.

Modelul din fig. 5.8 consta dintr-o structura ale carei dimensiuni sunt:

v     inaltimea = 27 m

v     latimea = 16 m

v     adancimea de ingropare = 45 m

v     dimensiunea pe cea de-a treia directie = 24 m.

Modelul este simetric si este analizat pe semistructura fig. 5.9. Modelul are 26 de elemente “solid” si 40 de noduri. Pentru transmiterea limitelor sunt folosite limitele vascoase a 6 straturi semiinfinite in camp liber. Caracteristicile dinamice ale tuturor materialelor, rigiditatea si amortizarea au proprietati independente.

MISCAREA DE INPUT

Pentru excitatia seismica s-a folosit accelerograma artificiala pe spectru dat (miscare de control) fig. 5.10. Aceasta accelerograma a fost obtinuta folosind procedeul de calcul FFT cu urmatoarele caracteristici:

numar total de puncte folosite

durata inregistrarii = 0,015 sec.

intervalul linistit al inregistrarii = 0,36 sec.

timpul total al analizelor = 15,36 sec.

acceleratia maxima inainte de scalare = 0,19749 G

acceleratia maxima dupa scalare = 0,21 G.

Pentru analiza FLUSH nu au fost luate in consideratie frecventele peste 8 Hz. Functia de amplificare Fourier, acceleratia, viteza si spectrul deplasarii sunt obtinute pentru miscarea de input in punctele nodale 7, 9 si 12. S-a folosit 5% amortizare pentru spectrul de raspuns.

STUDIU DE CAZ. ABORDARE PROBABILISTICA
CU PROGRAMUL DE CALCUL PLUSH

RASPUNSUL AMPLASAMENTULUI

In tabelul 5.3 se prezinta o comparatie intre acceleratia absoluta maxima la varful str. 1 (miscarea de control) si miscarea bazei pentru G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amortizare.

Fig. 5.11 prezinta variatia modulului de forfecare in straturi (camp liber); 5% amortizare.

Figura 5.12 prezinta fortele de forfecare maxime in structura pentru G 2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amortizare.

RASPUNSUL ORIZONTAL AL STRUCTURII

Punctul nodal 7 (varful structurii)

Figura 5.13 prezinta miscarea orizontala, amplificarea; punct nodal 7; G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amplificare.

Figura 5.14 prezinta acceleratia spectrala absoluta; punctul nodal 9 (mijlocul structurii) G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 3% amortizare.

Tabelul 5.4 prezinta deplasarea relativa spectrala maxima la varful structurii (punctul nodal 7); G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amortizare.

Tabelul 5.5 prezinta viteza relativa spectrala maxima la varful structurii (punctul nodal 7); G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amortizare.

Punctul nodal 9 (varful etajului 4)

Figura 5.15 prezinta acceleratia spectrala absoluta; punct nodal 9; G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amortizare.

Figura 5.6 arata viteza spectrala relativa maxima in punctul nodal 9; G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amortizare.

Tabelul 5.7 prezinta deplasarea spectrala relativa maxima in punctul nodal 9; G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amortizare.

Punctul nodal 12 (nivelul superior al fundatiei)

In figura 5.16 se prezinta acceleratia spectrala absoluta pentru punctul nodal 12; G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amortizare.

Tabelul 5.8 prezinta viteza spectrala relativa maxima in punctul nodal 12; G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amortizare.

Tabelul 5.9 prezinta deplasarea spectrala relativa maxima in punctul nodal 12; G=2000 daN/cm²; G=3000 daN/cm² si G=20000 daN/cm²; 5% amortizare.

Fig 5.31. Spectrul de putere – fundatie rigida,

G=1000daN/cm² G=1000daN/cm² G=1000daN/cm², amortizarea 5%, analiza PLUSH

Fig. 5.32. Miscare orizontala; Functia de amplificare Fourier; Punct nodal 7,

G=1000daN/cm² G=1000daN/cm² G=1000daN/cm² ,amortizarea 5%, analiza PLUSH

Fig. 5.33. Miscare orizontala; Acceleratia spectrala absoluta medie; Punct nodal 7,

G=1000daN/cm² G=1000daN/cm² G=1000daN/cm², amortizarea 5%, analiza PLUSH

Fig. 5.34. Miscare orizontala; Acceleratia spectrala absoluta medie; Punct nodal 9,

G=1000daN/cm² G=1000daN/cm² G=1000daN/cm², amortizarea 5%, analiza PLUSH

Fig. 5.35. Miscare orizontala; Acceleratia spectrala absoluta medie; Punct nodal 12,

G=1000daN/cm² G=1000daN/cm² G=1000daN/cm², amortizarea 5%, analiza PLUSH

Fig. 5.36. Miscare de rocking; Punct nodal 9,

G=1000daN/cm² G=1000daN/cm² G=1000daN/cm², amortizarea 5%, analiza PLUSH

Fig. 5.37. Miscarea de rocking; Acceleratia spectrala absoluta medie; Punct nodal 12,

G=1000daN/cm² G=1000daN/cm² G=1000daN/cm², amortizarea 5%, analiza PLUSH

Fig. 5.38. Miscare orizontala; Acceleratia spectrala absoluta; Punct nodal nr. 7,

Modulul de forfecare 4096 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.39. Miscare orizontala; Viteza spectrala relativa; Punct nodal nr. 7,

Modulul de forfecare 4096 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.40. Miscare orizontala; Acceleratia spectrala absoluta; Punct nodal nr. 9,

Modulul de forfecare 4096 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.41. Miscare orizontala; Viteza spectrala relativa; Punct nodal nr. 9,

Modulul de forfecare 4096 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.42. Miscare orizontala; Acceleratia spectrala absoluta; Punct nodal nr. 12,

Modulul de forfecare 4096 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.43. Miscare orizontala; Viteza spectrala relativa; Punct nodal nr. 12,

Modulul de forfecare 4096 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.44. Miscare orizontala; Acceleratia spectrala absoluta; Punct nodal nr. 7,

Modulul de forfecare 6144 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.45. Miscare orizontala; Viteza spectrala relativa; Punct nodal nr. 7,

Modulul de forfecare 6144 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.46. Miscare orizontala; Acceleratia spectrala absoluta; Punct nodal nr. 9,

Modulul de forfecare 6144 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.47. Miscare orizontala; Viteza spectrala relativa; Punct nodal nr. 9,

Modulul de forfecare 6144 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.48. Miscare orizontala; Acceleratia spectrala absoluta; Punct nodal nr. 12,

Modulul de forfecare 6144 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.49. Miscare orizontala; Viteza spectrala relativa; Punct nodal nr. 12,

Modulul de forfecare 6144 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.50. Miscare orizontala; Acceleratia spectrala absoluta; Punct nodal nr. 12,

Modulul de forfecare 6144 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.51. Miscare de rocking; Acceleratia spectrala absoluta; Punct nodal nr. 12,

Modulul de forfecare 6144 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.52. Miscare de rocking; Viteza spectrala relativa; Punct nodal nr. 12,

Modulul de forfecare 4096 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

Fig. 5.53. Miscare de rocking; Viteza spectrala relativa; Punct nodal nr. 12,

Modulul de forfecare 6144 KSF, amortizarea 5%, analiza PLUSH vs FLUSH

CONCLUZII

Sunt de retinut urmatoarele concluzii si recomandari:

Influenta modului de forfecare dinamic al masivului de pamant in raspunsul seismic in camp liber este esential. Efectele importante ale reducerii modulului de forfecare sunt:

- Baza acceleratiei maxime absolute creste

- Tensiunea maxima de forfecare a stratului se reduce

Varfurile forfecarii cresc in domeniul frecventei joase

- Modificarile varfurilor spectrale (acceleratia spectrala absoluta, viteza spectrala relativa si deplasarea).

2. Pentru constructii masive rigide, in special pentru constructii ingropate-influenta modulului de forfecare dinamic al masivului de pamant asupra raspunsului seismic este esential. Efectele importante-ca rezultat al reducerii modulului de forfecare sunt:

- Modificarile varfurilor spectrale orizontale (acceleratia spectrala absoluta, viteza spectrala relativa si deplasarea) si frecventele la care se produc.

- Miscarea alternativa creste semnificativ. Varfurile amplificarii, varfurile acceleratiei spectrale absolute, viteza spectrala relativa si deplasarea varfurilor au crescut cu translatia frecventelor ei in domeniul frecventelor joase.

Acceleratiile maxime verticale si orizontale sunt in general reduse.

Momentele de incovoiere, forfecarea si fortele axiale sunt in general mai mari. Variatia de mai sus a raspunsului cu modulul de forfecare are unele exceptii, dupa cum rezulta din studiile parametrice.

A. Din comparatia rezultatelor FLUSH cu o medie probabilistica, se pot face urmatoarele observatii:

- Rezultatele FLUSH supraestimeaza varfurile miscarii de roking.

- Rezultatele FLUSH pot supraestima sau subestima acceleratia spectrala orizontala si varfurile vitezei spectrale relative.

- Rezultatele FLUSH supraestimeaza maxima orizontala si verticala a acceleratiei absolute, momentele de incovoiere maxime absolute, forfecarea si fortele axiale.

B. Din comparatia rezultatelor FLUSH cu limita superioara (95%) a rezultatelor probabilistice PLUSH, se pot face urmatoarele observatii:

- Varfurile miscarii de rocking, acceleratia spectrala absoluta si viteza spectrala relativa pentru analizele FLUSH sunt in general continute intre banda de confidenta a celor probabilistice fara tendinta de inclinare statistica.

- Acceleratia maxima absoluta-orizontala si verticala, momentele de incovoiere maxima absolute, forfecarea si fortele axiale pentru rezultatele FLUSH pot fi continute in limitele de confidente a celor probabilistice sau pot fi mai mari decat cele probabilistice pentru o limita superioara a 95%.

C. Cu cresterea modulului de forfecare rezultatele FLUSH sunt mai divergente in limita cu confidente decat cele probabilistice.

ANSAMBLU STRUCTURA – TEREN

Structura de tip bloc S+P+3E este o structura teoretica tip cadre si grinzi din beton armat. Este considerata amplasata in Bucuresti.

Fig. 6.1

MODELUL DE CALCUL

Modelul de calcul este in plan. Cladirea este modelata cu elemente unidimensionale de tip bara incovoiata. Terenul este modelat cu elemente bidimensionale. Dimensiunile alese pentru terenul din jurul constructiei sunt :

- 10 x Hsubsol de o parte si de alta a constructiei;

- 5 x Hsubsol pe verticala sub talpa fundatiei.

Astfel dimensiunile terenului inconjurator sunt 86 m pe orizontala si 21 m pe verticala. Marimea elementelor bidimenionale a fost aleasa astfel:

in jurul constructiei pe distanta de Hsubsol de o parte si de alta a constructiei si 2xHsubsol de la suprafata terenului pe verticala sub constructie la un pas de 0,5m;

- apoi pe cate 13m lateral ti 5m in adancime la pas de 1.0m;

- zonele ramase respectiv de 15m in laterale si 9m in adancime la pas de 1,5m.

Avand in vedere dimensiunile terenului din jurul constructiei se considera ca efectul interactiunii se micsoreaza suficient astfel incat pe marginile modelului sa poata fi impuse legaturi rigide (u=0, v=0)

Fig. 6.2

Fig. 6.3

Pentru studiul static s-au luat urmatoarele valori: incarcarile permanenete x 1,35 si incarcarea utila sub forma unei forte uniform distribuita de 0,2 kN/mp x 1,5. Pentru studiul dinamic s-a avut in vedere masa elementrelor ansamblului structura/teren si mase concentrate in nodurile structurii care asimileaza incarcarea utila.

Pentru stratificatia terenului s-a considerat o situatie medie a terenului din Bucuresti. Astfel pe adancimea de 1,5 m s-a considerat umplutura; de la -1,5 m pana la -8,0 m argila prafoasa; apoi pana la -12,0 m nisip mijlociu; de la -12,0 m la -21,0 m argila grasa, plastic vartoasa.

Modelul are in aceste conditii un numar de 2802 de noduri, 92 de elemente unidimensionale, 2650 de elemente bidimensionale si 5302 de ecuatii.

Au fost calculate 10 moduri proprii de vibrare factorul de participare al masei modale ajungand astfel la peste 90% pe cele doua directii.

COMENTARII PRIVIND RASPUNSUL ANSAMBLULUI STRUCTURA - TEREN

Aceste comentarii vor fi numai din punct de vedere calitativ si nu cantitativ

RASPUNSUL DINAMIC PROPRIU

Modurile 1 si 2 sunt ale structurii supraterane de tip incovoiere cu un sfert de unda si antrenarea terenului intr-o mica masura pe directia orizontala.

Modurile de la 3 la 6 sunt in principal ale terenului antrenat de miscarea structurii supraterane care are mai mult o miscare de corp rigid.

Incepand cu modul 7 se constata o alternanta a tipului de vibratii si anume, sau intregul ansamblu structura-teren sau in principal terenul.

Modul in care se prezinta formele proprii de vibratie ale ansamblului este cel asteptat.

Incarcarea spectrala a fost introdusa urmarind sensibilitatea ansamblului si anume in doua situatii:

(1) numai pe axa orizontala (y) ;

(2) pe cele doua axe, orizontala si verticala (y,z)

Deplasarile spectrale in cele doua situatii sunt sistematizate in Tabelul 1. Punctele alese pentru studiu sunt:

- O in centrul sectiunii comune structura-teren unde este plasat si sistemul de axe;

- A este punctul comun structura-teren in marginea sectiunii comune strucutra-teren;

- B este punctul de cota maxima a structurii pe laterala acestea.

Fig. 6.4

Tabel 1

Se constata ca deplasarile pe directia orizontala sunt aceleasi indiferent de directia pe care este introdus spectrul. Deplasarile pe verticale sunt practic nule pentru specrul pe directia orizontala si substantial mai mari pe directia verticala atunci cand spectrul este introdus pe cele doua directii din paln.

In consecinta se vor pastra pentru discutiile urmatoare datele obtinute pentru situatia de incarcare cu spectrul pe doua directii.

Comparatii intre raspunsul la incarcari statice, incarcarea spectrala pe doua directii si incarcarea cu accelerodrama „Vrancea 1977”. In tabelul 2 sunt sistematizate aceste valori

Tabel 2

Deplasarile din incarcari statice pe orizontala sunt nule asa ca orice valoare obtinuta pentru deplasarile spectrale sau time history sunt mari. Deplasarile spectrale orizontate sunt duble fata de cele time history.

In ceea ce priveste deplasarile pe verticale se constat urmatoarele:

cele mai mari sunt deplasarile din incarcarile statice;

deplasarile spectrale ale punctului din teren comun cu structura supraterana sunt de circa 4 ori mai mari.

TUNEL FEROVIAR
SECTIUNE CIRCULARA

Studiul de caz este realizat pentru un tunel feroviar cu sectiunea circulara.

Sectiunea este circulara cu diametrul interior de 4.125 m si exterior de 4.425.

Boltarii sunt in numar de 6. In figura /1 este reprezentata jumatate din sectiunea tunelului si a terenului corespunzator modelului de calcul.

Rosturile dintre boltari sunt realizate ca in figura /2,a.

Modelarea lor se va imagina in doua situatii reprezentate in figura /2.b si figura /64.

Sectiunea studiata este cea corespunzatoare inaltimii maxime a terenului de deasupra tunelului. Stratificatia terenului este cea din fisa forajului , fig. /3. In modelul de calcul, in jurul structurii de rezistenta din beton a tunelului s-a ales un strat de teren de circa 40 cm latime care se considera ca are caracteristicile diminuate

Fig. 3

Pentru acest tunel a fost realizat intr-o prima etapa un studiu la incarcari statice in urmatoarele ipotezele de incarcare:

incarcarea cu greutatea terenului si greutatea proprie

- bolta de naruire

forta exterioara uniform distribuita de 1 tf/m – suprasarcina

Diagramele de eforturi N si M sunt reprezentate in fig. /4 pentru cazul bolta de naruire.

In cazul studiului la incarcari statice discretizarea s-a realizat pe jumatate de structura si terenul corespunzator. Pentru studiul dinamic aceasta discretizare nu mai putea fi folosita. Astfel s-a realizat un model pentru intreaga structura.

Terenul din jurul structurii a fost luat conform cu indicatiile din literatura de specialitate si anume cate 10 diametre de o parte si de alta precum si in adancime. Evident deasupra s-a mers pana la suprafata terenului.

Astfel dimensiunile modelului sunt:

* pe orizontala -44,3 m - +44.3 m;

* pe verticala -44,3 m - +31,2 m.

Elementele finite folosite atat pentru structura cat si pentru teren sunt elemente bidimensionale in stare plana de deformatie, figura 5. Conditiile la limita modelului sunt alese conform celor indicate de literatura de specialitate. Astfel pe laturile verticale nodurile sunt total blocate; pe latura orizontala inferioara este blocata translatia pe verticala . In mod particular au fost numerotate nodurile corespunzatoare razelor pe care se afla rosturile dintre boltari. Astfel pe aceiasi raza – deci cu aceleasi coordonate - s-au numerotat cate doua noduri alaturate. Apoi folosind blocul de date CONSTRAINTS s-au impus deplasari identice pentru nodurile alaturate in cele doua situatii de rezemare propuse.

In aceste conditii modelul are 1293 de noduri si 1116 elemente finite bidimensionale. Din punct de vedere al gradelor de libertate sunt 2327 pentru cazul cu 3 noduri comune si 2289 pentru cazul cu 6 noduri comune in zonele de rezemare a doi boltari alaturati.

Fig. 4

COMENTARII

n      Din punct de vedere al raspunsului dinamic propriu ambele structuri sunt flexibile. Structura Tunel 3 (cu 3 puncte de rezemare) este mai flexibila decat Tunel 6 (cu 6 puncte de rezemare) - cu circa 4,2 %;

n      Forma de vibratie proprie fundamentala este la ambele structuri sub forma unei semiunde cu ordonate pe verticala;

n      Torsiunea apare in modul 4 de vibratie, valoarea perioadei proprii reprezentand circa 60 % din perioada fundamentala pentru structura Tunel 3 si 57% pentru structura Tunel 6;

n      Perioada proprie de vibratie de tip torsiune a structurii Tunel 3 este cu circa 9,5% mai mate decat a structurii Tunel 6;

n      Deplasarile spectrale ale structurii Tunel 3 sunt cu circa 9,4% mai mari decat cele ale structurii Tunel 6. Se constata ca aceasta valoare este de 2,3 ori mare decat valoarea cu care difera perioadele fundamentale vezi comentariul 1);

Datele de intrare si de iesire sunt in Anexa.

Au fost studiate primele 10 moduri proprii de vibratie. In tabelele urmatoare sunt prezentate caracteristicile dinamice proprii constand in valorile perioadelor proprii de vibratie si a procentelor de participare a masei modale. O prima observatie este legata de suma masei modale care se apropie de procentul de 100% participare ceea ce inseamna ca alegerea a unui numar de 10 moduri proprii de vibratie este corecta.

PARTICIPAREA MASEI - (procent)

Tunel 3

MODE X-DIR Y-DIR Z-DIR X-SUM Y-SUM Z-SUM

1 .000 69.778 00.000 .000 69.778 00.000

2 84.278 .000 00.000 84.278 69.778 00.000

3 .487 .000 00.000 84.765 69.778 00.000

4 1.193 .000 00.000 85.958 69.778 00.000

5 .000 5.636 00.000 85.958 75.414 00.000

6 .000 9.722 00.000 85.958 85.136 00.000

7 1.042 .000 00.000 87.000 85.136 00.000

8 .000 2.155 00.000 87.000 87.291 00.000

9 9.972 .000 00.000 96.972 87.291 00.000

Tunel 6

MODE X-DIR Y-DIR Z-DIR X-SUM Y-SUM Z-SUM

Ansamblul tunel-teren are o comportare flexibila perioada proprie fundamentala fiind mai mare de 1,0 secunda. Se constata ca sensibilitatea dinamica a ansamblului este pe directie verticala – masa modala pentru primul mod fiind in proportie de circa 70% pe verticala.

Al doilea mod de vibratie este pe orizontala.Pentru raspunsul spectral incarcarea este conforma cu P-100/2006 pentru zona in care este amplasat tunelul.

Directia de aplicare a ordonatelor spectrale este pe verticala in concordanta cu sensibilitatea ansamblului.

In figurile 6 - 34 sunt prezentate raspunsurile structurii in cazul rezemarii centrale in 3 puncte ale discretizarii.

In figurile 35 – 63 sunt prezentate raspunsurile structurii in cazul rezemarii pe contur deci in 6 puncte ale discretizarii Deplasarile spectrale maxime sunt :

Tunel 3 : 0,2663 m

Tunel 6 : 0,2435 m

Valorile fortelor pe unitatea de lungime, pe directie radiala (F22)

Tunel 3

Incarcare statica val. max : 93,3 tf/ml ; val. min : (-) 144,0 tf/ml

Incarcare spectrala val. max : 48,4 tf/ml ; val. min : 0,27 tf/ml

Tunel 6

Incarcare statica val. max : 58,6 tf/ml ; val. min : (-) 59,6 tf/ml

Incarcare spectrala val. max : 20,6 tf/ml ; val. min : 0,1 tf/ml

CONSIDERATII FINALE

Pentru o constructie, terenul de fundare indeplineste rolul de reazem deformabil pe o zona activa situata in vecinatatea imediata a acesteia, avand o intindere comparabila cu dimensiunile ei in plan.

In cazul amplasarii constructiilor in zone seismice, in afara rolului de reazem deformabil terenul de fundare indeplineste si rolul de filtru dinamic pentru miscarea seismica. Cele doua roluri se interconditioneaza si au o importanta hotaratoare in raspunsul seismic al structurii.

Lucrarea de fata cuprinde un spectru destul de larg de probleme legate de fenomenul interactiunii seismice teren-constructie. Se pot formula urmatoarele consideratii finale:

1. Raspunsul seismic al structurii este influentat in mod semnificativ de comportarea dinamica a masivului de pamant pe care este amplasata constructia.

2. Rigurozitatea ti eficienta analizei interactiunii seismice teren-constructie, este legata direct de corectitudinea modelarii sistemului compus din teren si constructie, cat ti de acuratetea valorilor atribuite parametrilor care definesc excitatia seismica si proprietatile fizico-mecanice ale terenului.

In analiza fenomenului se evidentiaza trei aspecte distincte:

a) Raspunsul seismic al terenului de pe amplasament, respectiv dispersia undelor seismice incidente in vecinatatea constructiilor, ca urmare a filtrarii undelor seismice cu lungimi de unda mici de catre infrastructurile rigide;

b) Interactiunea cinematica teren-structura, respectiv dispersia undelor seismice incidente in vecinatatea constructiilor, ca urmare a filtrarii undelor seismice cu lungimi de unda mici de catre infrastructurile rigide;

c) Interactiunea inertiala teren-structura sau interactiunea teren-structura propriu-zisa, rezultata din vibratia structurii supuse actiunii fortelor inertiale aplicate direct asupra acesteia.

4. Un model de calcul corect al interactiunii teren-structura, trebuie sa ia in considerare urmatorii factori:

a) variatia cu adancimea caracteristicilor dinamice ale terenului;

b) comportarea neliniara a terenului;

c) caracterul spatial al fenomenului;

d) complexitatea fenomenului de propagare a undelor seismice prin teren, in special variatia semnalului seismic cu adancimea.

In cadrul analizei de interactiune seismica teren-structura, proprietatile dinamice ale celor doua subsisteme au o importanta mai mult dect semnificativa asupra efectului de interactiune.

Evaluarea caracteristicilor dinamice ale celor doua subsisteme este foarte importanta dar si dificil de realizat, indeosebi in cazul terenului de fundare.

Pentru determinarea vibratiilor induse de actiunea seismica in masivul de pamant, este necesara folosirea celor doi parametrii dinamici ai stratelor ce constituie terenul de fundare: modulul de forfecare si raportul de amortizare. Pentru determinarea celor doi parametrii dinamici, se pot folosi mai multe metode. Metode specifice prin care se urmareste modelarea comportarii terenului sunt aparatul de compresie triaxiala ciclica sau aparatul de forfecare directa ciclica. Considerarea solicitarii exercitate in mod ciclic, este indreptatita, deoarece exista posibilitatea stabilirii unei corespondente intre solicitarea seismica si solicitarea ciclica uniforma

6. Pentru modelarea comportarii neliniare si histeretice a terenului de fundare, se folosesc modele neliniare, in special Ramberg-Osgood sau modelul hiperbolic.

Utilizarea procedeului liniar echivalent este acceptabila, mai ales pentru terenuri tari si medii, pentru care in general furnizeaza rezultate usor acoperitoare. Pentru terenuri slabe insa, aplicarea acestui procedeu poate conduce la subevaluari ale raspunsului seismic al terenului, mai ales pentru frecvente mai joase apropiate de frecventa dominanta a masivului de pamant. Ca urmare, la terenuri slabe este recomandata folosirea unor modele neliniare de tipul celor enumerate mai sus.

Modelul hiperbolic, contine doi parametrii ce trebuie determinati pentru exprimarea relatiei efort-deformatie: rezistenta la forfecare si modulul de forfecare initial. Valoarea rezistentei la forfecarea de rupere se determina in general in laborator prin incercari triaxiale sau forfecari directe.

Preferabil este ca parametrii de rezistenta sa fie determinati in conditii de solicitari ciclice. Valoarea modulului de forfecare initial, in domeniul deformatiilor foarte mici, se determina prin incercari de laborator cu coloana rezonanta sau prin incercari in situ de propagare a undelor.

Modelul Ramberg-Osgood, spre deosebire de modelul hiperbolic, contine patru parametrii ce trebuie determinati pentru exprimarea relatiei efort-deformatie

Aceste modele neliniare, folosite pentru redarea comportarii pamantului, prezinta o serie de avantaje si dezavantaje in ceea ce priveste modul de reprezentare a proprietatilor materialului. Ele trebuie sa satisfaca unele conditii cum ar fi:

- sa poata fi exprimat modulul de forfecare secant (G) in functie de deformatie sau efortul de forfecare. Functia trebuie sa aiba o astfel de forma incat sa conduca la un modul de forfecare initial (G0), atunci cand deformatia sau efortul de forfecare devin foarte mici. Ambele modele, atat cel hiperbolic, cat ti modelul Ramberg-Osgood satisfac aceste cerinte;

- atunci cand deformatia de forfecare devine mare, efortul de forfecare exprimat de model trebuie sa atinga o anumita valoare limita, care este egala cu rezistenta la forfecare a pamantului. Aceasta conditie este satisfacuta de modelul hiperbolic, dar nu si de modelul Ramberg-Osgood, la care efortul de forfecare tinde spre infinit atunci cand crette nelimitat deformatia de forfecare.

7. Pentru evaluarea corecta a raspunsului seismic al structurilor, este necesara modelarea adecvata a fenomenului de disipare a unei parti din energia de vibratie a sistemului dinamic teren-structura prin radiatie.

In metoda elementelor finite, modelarea fenomenului se realizeaza prin extinderea larga a retelei de discretizare a terenului de fundare sau prin implementarea unor frontiere nereflectante la marginile laterale ale modelului.

8. Miscarea seismica pe amplasament este rezultatul fenomenului complex de propagare a undelor seismice prin teren.

Variatia semnalului seismic in teren este evaluata de regula pe baza ipotezei de propagare verticala a undelor orizontale de forfecare (unde secundare S) si a undelor verticale de compresiune-dilatatie (unde principale P). Utilizarea acestei ipoteze permite o estimare aproximativa a miscarii seismice in adancimea terenului de fundare.

9. Analizele de interactiune seismica teren-constructie sunt afectate de numeroase incertitudini. Prezenta acestora in toate fazele analizelor, determina necesitatea efectuarii unor cercetari pe urmatoarele domenii si directii:

a) cercetari pentru imbunatatirea definirii parametrilor fizici de baza care influenteaza sensibil raspunsul structural: caracterizarea seismica a amplasamentului si proprietatile dinamice neliniare ale masivului de pamant;

b) cercetari analitice pentru dezvoltarea unor noi formulari pentru aspectele fizice ale problemei, care sa incorporeze imbunatatirea cunoasterii pe domeniu;

c) dezvoltarea unor tehnici de calcul mai eficiente pentru abordari tridimensionale cu comportarea neliniara a terenului, in diferite conditii seismice ale amplasamentului;

d) dezvoltarea unor procedee simplificate, care sa poata fi folosite pentu analize preliminarii, sa permita sesizarea aspectelor esentiale ale solutiei si verificarea rezultatelor obtinute prin analize mai riguroase.

In elaborarea tezei de doctorat sunt apreciate drept contributii ale autorului urmatoarele:

A. Elaborarea unei sinteze documentare pe domeniul cercetat pe baza investigarii literaturii tehnice moderne de specialitate cu comentarea stadiului actual al abordarilor in evaluarea efectelor de interactiune seismica teren-constructie:

v     sustinerea necesitatii unei abordari avansate de analiza probabilistica in evaluarea efectelor IST - S pentru constructii speciale (CNE, alte constructii de importanta deosebita) folosind pentru modelarea excitatiei seismice si a proprietatilor masivului de pamant campuri aleatoare;

v     identificarea incertitudinilor ce afecteaza analizele de IST - S si propuneri pentru reducerea nivelului de afectare prin perfectionarea acestor analize la proiectarea constructiilor de speciale (CNE, etc);

v     evidentierea necesitatii adoptarii unor metode simplificate de evaluare a IST - S pentru constructii obisnuite; necesitatea includerii in acest sens a unor prevederi corespunzatoare in reglementarile tehnice din tara noastra privind proiectarea si calculul structurilor amplasate in zone seismice.

B. Interpretarea si comentarea rezultatelor obtinute din efectuarea unor studii de caz pentru constructii ingropate si partial ingropate. Evidentierea prin studii parametrice a influentei caracteristicilor excitatiei seismice, a adancimii de fundare, a proprietatilor masivului de pamant asupra raspunsului structural al unei constructii multietajate partial ingropate si respectiv al unei constructii subterane ingropate.

Document Info

Accesari: 2821
Apreciat:

Comenteaza documentul:

Nu esti inregistrat
Trebuie sa fii utilizator inregistrat pentru a putea comenta

Creaza cont nou