Documente online.
Username / Parola inexistente
  Zona de administrare documente. Fisierele tale  
Am uitat parola x Creaza cont nou
  Home Exploreaza
Upload




























STUDIUL STABILITATII SI DUCTILITATII HALELOR METALICE USOARE CU STRUCTURI IN CADRE CU SECTIUNI VARIABILE DE CLASA 3 SI 4

tehnica mecanica




Raport de Cercetare


Grant: CNCSIS Td, Cod CNCSIS 1





STUDIUL STABILITATII SI DUCTILITATII HALELOR METALICE USOARE CU STRUCTURI IN CADRE CU SECTIUNI VARIABILE DE CLASA 3 SI 4


Autor: Cristutiu Ionel-Mircea


Universitatea: POLITEHNICA Timisoara


CUPRINS


1. INTRODUCERE

1.1 Notiuni generale

1.2.Solutii constructive generale

1.3 Solutii de închideri

1.4 Cerinte impuse de normele romanesti în vigoare

1.5 Stabilitatea riglei transversale

1.6 Stabilitatea stâlpului


2. STUDIUL STABILITATII CADRELOR METALICE PORTAL

2.1 Instabilitatea în planul cadrului

2.2 Cadrele studiate si modul de analizare

2.3 Analiza de stabilitate

2.4 Cazuri practice de proiectare


3 STUDIUL DUCTILITATII CADRELOR METALICE PORTAL

3.1 Introducere

3.2 Cadrele studiate si metodele de analiza

3.3 Ductilitatea cadrelor portal

3.4 Cazuri practice de proiectare


4. COMPORTAREA IMBINARILOR CADRELOR METALICE PORTAL

4.1. Introducere

4.2. Metoda componentelor - generalitati

4.3. Îmbinarile studiate si metodele de analiza

4.4. Rezultatele analizelor

4.5 Teste experimentale


5. CONCLUZII


6. BIBLIOGRAFIE






1. INTRODUCERE



1.1 Notiuni generale


Datorita avantajelor tehnico-economice pe care le prezinta, constructiile metalice în general si profilele din otel cu pereti subtiri formate la rece în special au cunoscut o dezvoltare exponentiala în ultimele decenii, în special în tarile industriale dezvoltate din Europa si Statele Unite.


O definitie exhaustiva în legatura cu notiunea de "hala metalica usoara", mai ales în contextul actual al dezvoltarii sectorului de constructii metalice ca si al afluxului de noi tehnologii, este extrem de dificil de formulat. Totusi, se poate afirma ca halele metalice usoare, în acceptiunea actuala a acestui termen, constituie o familie de sisteme constructive cu urmatoarele elemente comune din punct de vedere al utilitatii, al sistemului adoptat pentru structura metalica de rezistenta, al sistemului de închidere respectiv al dispozitivelor de transport înterior:


A) Utilitate: exclusiv cladiri din sectorul ne-rezidential (spatii de productie, cu caracter comercial si depozite)


B) Sistemul adoptat pentru structura metalica de rezistenta consta în:

cel mai frecvent structuri metalice cu un singur nivel si cu una sau mai multe deschideri, realizate în sistem de cadru portal;

structuri metalice cu un singur nivel, care au prevazut în interior un planseu intermediar tip mezanin cu extindere partiala pe suprafata construita;

structuri metalice cu mai multe nivele, având planseele intermediare realizate din tabla cutata si beton armat, în sistemul de dala colaboranta.


C) Sistemele de închidere sunt realizate pe baza de tabla cutata, iar scheletul de rezistenta al închiderilor este realizat din profile de otel cu pereti subtiri formate la rece;


D) Dispozitivele de transport interior au capacitati reduse, putând fi atât rezemate la fata interioara a stâlpilor cât si suspendate de riglele cadrelor.



Ca urmare a modificarilor permanente ale tehnologiilor de productie, de depozitare si de distributie, exista o cerere continua pe piata pentru constructiile din otel cu un singur nivel. Cu toate ca, în acest domeniu domina sectorul industrial, exista si alte sectoare cu dimensiune semnificativa cum ar fi cel al structurilor pentru spatii comerciale sau pentru agrement. În domeniile mentionate, otelul ramâne materialul de constructie fara rival, iar structurile realizate din acest material însumeaza în oricare an al ultimei perioade circa 90% din totalul suprafetei construite.


Cauzele principale ale acestei stari de fapt pot fi atribuite urmatorilor factori:


Rezistenta ridicata a materialului care permite acoperirea unor considerabile deschideri libere: deschideri de peste 23 m se realizeaza în mod curent în fiecare an;

Viteza de executie, care permite o punere în functie mai prompta a obiectivului respectiv si deci o recuperare mai rapida a investitiei;

Adaptabilitatea sistemului constructiv, care permite extinderea acestuia sau schimbarea destinatiei sale. Circa o treime din cheltuielile de investitii pentru constructii industriale sunt destinate extinderilor sau modificarilor;

Reutilizarea si / sau reciclarea materialelor de constructie.


Structura pe cadre metalice de tip portal cu inima plina, a devenit la ora actuala solutia cea mai raspândita pentru cladiri industriale deoarece se preteaza la un grad ridicat de industrializare a executiei, ceea ce conduce la costuri si termene de executie mai mici.


Cadre portal cu o singura deschidere


Cadrele de tip portal cu deschideri libere (L) mergând pana la 43 m ofera o mare versatilitate a solutiilor constructive.


În cazul adoptarii unor înaltimi la streasina (H) de 4 pana la 5 m, rezulta elemente structurale si detalii de îmbinare relativ usoare, însa aceste înaltimi pot fi eventual depasite pentru a se asigura conditiile impuse de utilizarea spatiului respectiv (considerente de gabarit interior de depozitare sau de gabarit de pod rulant). Evident ca o structura mai înalta este supusa la încarcari de nivel mai ridicat decât una joasa, datorita carora, de exemplu pentru cresteri ale înaltimii la streasina de pâna la (10 m) numai pretul structurii de rezistenta principale (cadrele metalice) creste cu 25%. La aceasta se adauga ş 323l1118d ;i costurile suplimentare ale închiderilor.


Figura 1.1 - Cadre portal cu o singura deschidere


Minimizarea costurilor de utilizare ale cladirii (climatizare interioara, iluminare) se poate realiza limitând cat mai mult posibil volumul construit, prin limitarea înaltimii la streasina: la aceasta se poate adauga si adoptarea unei înaltimi reduse la coama (în relatie cu panta minima admisa pentru învelitoare), ceea ce contribuie la eliminarea spatiilor interioare moarte de sub acoperis.


Cadre cu stâlpi intermediari


În cazul în care deschiderea libera nu este absolut necesara, ea poate fi împartita în doua prin introducerea unui stâlp intermediar, ceea ce reduce costul structurii cu 20-25% (evident, minus costul fundatiilor suplimentare necesare sirului de stâlpi intermediari introdusi).


Figura 1.2 - Cadre cu stâlpi intermediari


Necesitatea schimbarii de panta a acoperisului ca si a introducerii unor sisteme de colectare corespunzatoare pentru apa de ploaie este eliminata daca se folosesc unul sau mai multe siruri de stâlpi intermediari, ceea ce permite mentinerea acoperisului în doua ape caracteristic cadrului portal cu o singura deschidere.


Un avantaj suplimentar al cadrului cu stâlpi intermediari se manifesta atunci când exista cerinta compartimentarii spatiului interior, caz în care acesti stâlpi pot sustine peretii despartitori dintre încaperi sau în caz de necesitate pot fi folositi pentru sustinerea unor plansee intermediare.


Cum elementele structurii principale de rezistenta (stâlpii exteriori si riglele înclinate ale cadrului) rezulta cu dimensiuni ale sectiunii transversale mai mici decât în cazul deschiderii libere, vor trebui luate masuri pentru ca structura in ansamblul ei sa fie suficient de rigida pentru a face fata la solicitari orizontale (vânt, seism).

Cadre cu tirant


Cadrul cu tirant reprezinta o solutie constructiva, eficienta prin reducerea momentelor încovoietoare din stâlpi si a reactiunilor orizontale din fundatii, care vor fi preluate partial de catre tirantul (T). Totusi, în acest caz intervin si o serie de dezavantaje, nu numai în ceia ce priveste introducerea tirantului ca element structural suplimentar ci datorita necesitatii introducerii pendulilor intermediari verticali (T1) prin care se evita o încovoiere nedorita a tirantului. Totodata este necesara prevederea unor elemente de contravântuire cu rol de preluare a compresiunii induse în tirant de succtiunea din vânt pe acoperis.

Figura 1.3 - Cadre cu tirant


La cladirile care necesita luminator zenital, trebuie prevazuta si o structura suplimentara care sa sustina acest element precum si diverse elemente de instalatii dispuse eventual în grosimea peretilor sai.


În cazul acoperisurilor cu panta mai mica decât 15 , solutia cadrului cu tirant devine nepractica deoarece împingerile riglelor cresc excesiv si, în acelasi timp, pot sa apara dificultati în ceea ce priveste realizarea constructiva a blocajelor tirantului în zona coltului de cadru. Similar cadrului cu stâlpi intermediari, trebuiesc luate masuri speciale pentru asigurarea rigiditatii structurii la forte orizontale.


Cadre cu ferme


Structurile ce utilizeaza cadre cu ferma au fost practic eliminate în ultimul timp de structurile cu cadru portal. Fac exceptie cadrele cu deschideri peste 40 m sau acelea în cazul carora exista cerinte estetice deosebite în ceea ce priveste structura. Cu toata puternica diminuare a consumului de otel pe metru patrat adusa de ferme (în special când se realizeaza din profile tubulare) pretul manoperei de executie respectiv al celei de montaj cresc în cazul utilizarii acestui sistem.


În ciuda celor mentionate, structurile cu ferme prezinta numeroase avantaje, cum ar fi:


Permit acoperirea unor deschideri mari;

Asigura posibilitati remarcabile de montare a instalatiilor;

Au o capacitate ridicata de preluare a unor încarcari utile si / sau tehnologice.


În cazul anumitor cladiri, toate aceste caracteristici pot deveni esentiale. Exemplele tipice în acest sens includ industria automobilelor, aeronautica, sau atelierele pentru prelucrari grele, unde principala exigenta este realizarea unei trame modulare libere de mari dimensiuni, ceea ce conduce la o înalta flexibilitate, da posibilitatea unei functionalitati complexe, respectiv disponibilitatea operarii cu dispozitive de transport suspendate direct de structura acoperisului.


Un raport de 10 pâna la 15 intre deschiderea fermei si înaltimea maxima a acesteia conduce la o relatie optima rezistenta-rigiditate în cazul acestei structuri. Pentru deschideri de peste 20 m se poate introduce la realizarea fermei o contra-sageata, care are rolul de a compensa deformatiile datorate actiunii încarcarilor permanente.


Cum înaltimea maxima a unei ferme cu deschidere de pâna la 50 m poate ajunge la 5 m, ceea ce conduce la marirea artificiala a înaltimii cladirii, din ratiunea de a include elementele structurale din zona fermei sub acoperisul cladirii, cu rol exclusiv de protectie la intemperii. În concluzie, trebuie subliniat faptul ca modul traditional de proiectare al cladirilor de acest tip aborda separat structura si respectiv elementele de închidere. Exista insa, in mod evident, o conlucrare intre structura si închidere, care luata in considerare permite proiectare mai economica a acestor constructii.


1.3 Solutii de închideri


În ultimii 10-15 ani, piata produselor din tabla cutata de otel a înregistrat o crestere fara egal. Aceasta imensa popularitate a învelisurilor de protectie contra intemperiilor realizate pe baza de table cutate din otel (Fig. 1.4), cu aplicatii atât la cladiri cu scop industrial cât si la cele cu alte destinatii se datoreaza mai multor factori care se vor evidentia in continuare.


a) tabla pentru acoperis

(t=0.45-1.0mm)

b) tabla pentru pereti

(t=0.45-0.7mm)

c) tabla pentru pansee

(t=0.6-1.5mm)


Figura 1.4 Tipuri de tabla cutata utilizata pentru constructia halelor metalice


În perioada de timp mentionata s-a manifestat o tendina generala de utilizare a structurilor cu deschideri libere mari si cu durate scurte de executie. Acest stil de a construi impune acoperirea rapida a structurii pentru a permite desfasurarea celorlalte faze ale lucrarii la adapost de intemperii. Pâna si utilizarea culorilor de finisaj extern a devenit importanta la ora actuala, iar investitorii încearca sa realizeze cladiri cu identitate proprie si bine conturata din acest punct de vedere. Învelitorile realizate din tabla cutata sunt capabile sa satisfaca toate aceste cerinte. Totusi succesul acestui produs nu ar fi fost posibil daca el nu ar fi atât de accesibil si la un pret competitiv.

În cadrul analizei structurii costurilor unei cladiri industriale parter tipice (prezentata sub forma de diagrama sectoriala în figura de mai jos), elementele de acoperire si închidere, inclusiv izolatia termica si elementele de fixare detin circa 30% din pretul final al constructiei. Acest procentaj, însumat cu cele 15% pe care le reprezinta costul structurii de rezistenta, conduce la un procentaj dominant al elementelor din otel in cadrul costului global al cladirii. Aceste costuri sunt ,in mod evident, doar aproximative si pot sa varieze ca urmare a interventiei diversilor factori printre care cei mai importanti sunt calitatea proiectarii, amplasamentul constructiei si cerintele din tema.


Ansamblul furniturii pe partea de constructie impune in general tehnologia de executie iar pretul acesteia reprezinta circa jumatate din costul final, cealalta jumatate fiind reprezentata de alte elemente (Figura 1.5). Egalitatea nu este însa respectata întotdeauna, iar anumite modificari de tema pot disimula uneori costurile reale ale constructiei.


Normele de calitate trebuiesc întotdeauna respectate, în special în ceea ce priveste învelitoarea si închiderile, deoarece un sistem de închidere bine conceput si executat poate prezenta elemente benefice pentru exploatarea ulterioara a cladirii. Învelitoarea si închiderile trebuie sa îndeplineasca anumite cerinte de baza esentiale pentru cladire. Aceste cerinte includ rezistenta la intemperii, rezistenta propriu-zisa a elementelor de închidere, siguranta în exploatare si desigur izolarea termica si acustica. Au fost enumerati doar unii dintre parametrii care trebuiesc respectati, însa exista numerosi altii. Neîndeplinirea cerintelor legate de un singur parametru poate face cladirea respectiva nefunctionala sau în orice caz poate obliga la remedieri costisitoare.


LEGENDA:

Fundatii = 4%

Costuri preliminare = 10%

Închideri = 30%

Ferestre, porti, =5%

Pardoseli si finisaje = 9%

Costuri auxiliare = 27%

Structura de rezistenta din otel = 15%

Figura 1.5 - Costuri esalonate ale unei hale metalice


Sistemele moderne de învelitori si închideri au devenit extrem de sofisticate în anumite cazuri, încercând sa satisfaca o gama întreaga de cerinte functionale. Uneori, factorii care impun performantele acestor sisteme pot influenta pretul de cost, ceea ce nu înseamna insa ca sistemele mai scumpe ar putea raspunde tuturor cerintelor in aceeasi masura. Pana la un anumit punct, fiecare sistem poate ai trebuie sa fie conceput pentru a raspunde functiunii cladirii respective.


Sistemul cel mai frecvent utilizat actualmente si considerat ca sistem etalon în industrie este sistemul de închidere cu dublu strat de tabla cutata (Figura 1.6). Atât din punct de vedere al performantelor cât si al costului, acest sistem constituie o solutie eficienta pentru o cladire parter "tipica" având învelitoarea si închiderile realizate pe baza de tabla cutata din otel. S-ar putea chiar spune ca toate celelalte sisteme disponibile la ora actuala deriva din acest sistem. fiind realizate de obicei pentru a satisface cerinte particulare de cele mai diverse naturi. În ultimul timp au fost facute progrese în sensul ameliorarii performantelor structurale ale elementelor de închidere, ale rezistentei rosturilor acestora la agentii atmosferici, al metodelor alternative de izolatie si de finisaj. Aceste perfectionari au contribuit la cresterea eficientei economice a produselor respective, mai ales în ceea ce priveste costurile operatiunilor de executie pe santier.


   

a) b)

Figura 1.6 - Structura închiderilor dublu strat a) acoperis; b) perete


Este binecunoscut faptul ca eliminarea tehnologiilor de executie care implica taieri pe santier (generatoare de deseuri), respectiv a detaliilor pretentioase din punct de vedere al preciziei, pot ameliora în mod semnificativ eficienta globala a unui produs. Ţinând cont de aceste considerente, ca si de viteza de montaj realizata, , rezulta clar ca solutia descrisa este cea ideala pentru îndeplinirea unor cerinte specifice. Învelitorile respectiv închiderile din tabla cutata de otel au reusit sa atinga la ora actuala toate performantele descrise mai sus.



Figura 1.7 - Profile de otel utilizate pentru rigle de perete si pane de acoperis


Tehnologiile moderne de productie, utilajele sofisticate ca si materialele cu caracteristici tehnice avansate au permis producatorilor industriali obtinerea gamei largi de profile (Figura 1.7) disponibile astazi, utilizate în special pentru pane de acoperis si rigle de perete, acestea din urma constituind structura secundara a unei hale metalice. Oferta pare nelimitata mai ales daca se tine cont de faptul ca se produc profile si table profilate cu dimensiuni ale sectiunii transversale, respectiv cu lungimi tot mai mari.


Aproape toate întreprinderile specializate produc vata minerala cu lungime astfel dimensionata încât termoizolatia acoperisului sa se poata realiza din fâsii unice desfasurate între coama si streasina (lungimi de pâna la 25 m sunt uzuale). Utilizarea unor asemenea lungimi reduce numarul suprapunerilor termoizolatiei si deci necesitatea tratarii rosturilor pentru a le face mai rezistente la actiunea agentilor atmosferici. În plus, prin reducerea rosturilor se reduce timpul de montaj si zonele potentiale de infiltratie a apei.


Unul dintre elementele luate în considerare este latimea utila a panoului de închidere respectiv, ca si sistemul de etansare prevazut pe latura lunga a panoului. Panourile se pot furniza în anumite cazuri cu latimi de pâna la 1200 mm, având elementele de etansare deja aplicate din fabrica pe laturile lungi, ca detaliu finit.


Toate aceste caracteristici sunt importante, fiind introduse pe piata în scopul de a oferi solutia optima pentru oricare cerinta de tema, respectiv o metoda moderna de montaj pe santier. Odata cu noile exigente de reducere a consumurilor energetice s-au modificat prevederile normelor conform carora este necesar sa fie introduse termoizolatii mai scumpe respectiv produse ameliorate. Sistemele de învelitori-închideri au fost modificate pentru a raspunde acestor cerinte si satisfac astazi noile normative fiind oferite intr-o gama variata de preturi de cost.



1.4 Cerinte impuse de normele romanesti în vigoare


Conditiile specifice de natura climatica si în special cele seismice existente in România impun în scopul satisfacerii conditiilor de siguranta si exploatare normala a constructiilor, respectarea unor prescriptii tehnice si norme de proiectare adecvate. Acestea se refera la:


Conditii de rezistenta


Calculul de rezistenta al constructiilor metalice se face prin metoda starilor limita iar verificarile de rezistenta ale elementelor structurale se fac în conformitate cu procedurile prescrise de catre STAS 10108 /0-78 [1]. "Calculul elementelor din otel" Aceste verificari se fac la starea limita ultima gruparea fundamentala sau respectiv gruparea speciala, sub actiunea combinatiei de încarcari celei mai dezavantajoase pentru elementul respectiv. Combinatiile de încarcari vor fi realizate conform STAS 10101 /0A-77 [2] "Actiuni în constructii. Clasificarea si gruparea actiunilor pentru constructii civile si industriale".


Conditii de exploatare normala


Verificarile la starea limita a exploatarii normale se fac în conformitate cu specificatiile corespunzatoare din STAS 10108/0-78 "Calculul elementelor din otel". Gruparile de încarcari pentru verificarea la starea limita a exploatarii normale se alcatuiesc conform STAS 10101/0A-77, cu respectarea limitelor deplasarilor prevazute in STAS 10108/0-78.


Conditii de rigiditate


Configurarea generala a structurii, repartitia maselor cât si distribuirea sistemelor de contravântuiri prevazute în pereti respectiv în acoperis, se vor face astfel încât:


  • Perioadele proprii de oscilatie a structurii dupa directia transversala, longitudinala respectiv diagonala sa rezulte cu valori apropiate;
  • Respectarea acestor prevederi permite asigurarea unei rigiditati satisfacatoare a structurii, ca si un comportament adecvat al acesteia sub actiunea solicitarilor orizontale (vânt, seism, dispozitive de transport interior).

Asigurarea stabilitatii generale si configurarea antiseismica


Stabilitatea generala a structurii se asigura prin respectarea prevederilor constructive incluse în STAS 10108/0-78, respectiv prin crearea unor sisteme legaturi la nivelul structurii si în punctele de rezemare care sa elimine pericolul instabilitatii la nivel global.


În structurile metalice formate din bare, contravântuirile joaca un rol deosebit în preluarea si transmiterea la reazeme a sarcinilor orizontale cu rol destabilizator. Proiectantul structurii de rezistenta va distribui sistemele de contravântuiri în asa fel încât ele sa asigure stabilizarea structurii si în acelasi timp sa raspunda cerintelor arhitecturale.


Tipul de contravântuire utilizat în cazul halelor metalice construite la noi în tara este contravântuirea în X (Figura 1.8) lucrând exclusiv la întindere. Se recomanda prevederea întinzatoarelor, pentru compensarea abaterilor dimensionale realizate la montajul structurii de rezistenta.


Figura 1.8 - Structura tipica a unei hale metalice cu contravântuiri în X


Configurarea antiseismica a elementelor structurii de rezistenta precum si a ansamblului acesteia se face în conformitate cu prevederile normativului P 100 -92 [3]


Aceste prevederi se refera la:


a)Asigurarea caracterului dispativ al structurii prin:


  • Asigurarea ductilitatii sectiunilor transversale (se lucreaza cu sectiuni transversale de Clasa 1 sau 2 (eventual 3), in conformitate cu prevederile normei europene Eurocode3 [4], preluate de Normativul P 100-92);
  • Asigurarea ductilitatii îmbinarilor cu suruburi;
  • Asigurarea ductilitatii îmbinarilor intre bazele stâlpilor si sistemul de fundare (în special în ceea ce priveste buloanele de ancoraj)

b) Limitarea deplasarii orizontale de nivel la H/100, cu conditia ca elementele structurii sa nu fie afectate de deplasarile respective (unde prin "H" s-a notat înaltimea la streasina a halelor cu un singur nivel)


c) Limitarea zveltetilor stâlpilor "l" în asa fel încât ca acestia sa corespunda principiilor constructive aferente unei structuri disipative:


(1.1)

unde :

(1.2)


Astfel, pentru otelul marca OL 37 se obtine si în consecinta conditia (1) devine:


(1.3)


ceea ce conduce in mod evident la stâlpi metalici masivi.


d) Respectarea unor prevederi speciale referitoare la ductilitatea sistemelor de contravântuiri, mai ales în cazul halelor industriale grele (cu poduri rulante masive sau adapostind procese tehnologice grele);


e) În cazul structurilor din elemente cu sectiunea transversala de Clasa 3 sau de Clasa 4 (în conformitate cu Normativul P100-92), forta taietoare de baza utilizata în cadrul verificarii la gruparea speciala de încarcari continând solicitarea seismica, se va determina cu un coeficient de reducere y


f) Daca forma cladirii respective in plan orizontal este neregulata (adica nu este patrata sau dreptunghiulara), se recomanda divizarea structurii prin rosturi in subansamble de forma rectangulara (sau cât mai apropiate de aceasta forma)


Rosturi de dilatatie


În conformitate cu prevederile STAS 10108/0-78, rosturile de dilatatie ale halelor metalice parter se dispun la intervale de 90 m în lungul constructiei. În dreptul rostului de dilatare, cadrul metalic transversal al structurii de rezistenta se dubleaza.


Rosturile de dilatare pot avea în anumite cazuri si functie de rosturi seismice, caz în care ele se dispun în raport cu criteriile aferente conformarii antiseismice.



1.5 Stabilitatea riglei transversale


Rigla transversala a cadrului portal este alcatuita dintr-o portiune vutata si una constanta în conformitate cu starea de eforturi din bara. Aceasta trebuie proiectata la moment încovoietor si forta axiala în prima faza. De asemenea este necesara asigurarea stabilitatii generale a riglei si asigurarea ei împotriva flambajului lateral. Flambajul lateral în cazul riglei este asigurat de panele de acoperis care la rândul lor sunt solidarizate între ele cu tabla cutata, atât la partea exterioara cât si la partea interioara. În general verificarea de stabilitate în cazul elementelor unei structuri supuse la încovoiere si / sau compresiune se face între doua rezemari laterale ale talpii comprimate. În cazul cadrelor metalice portal, talpa comprimata a riglei variaza între talpa interioara si cea exterioara (vezi figura 1.9).


Figura 1.9 - Diagrama de moment încovoietor a unui cadru articulat


Panele de acoperis (de obicei amplasate la talpa superioara a riglei) pot asigura stabilitatea riglei in mai multe moduri si anume:


suport lateral direct când sunt conectate la talpa comprimata

suport lateral intermediar intre suporturile care asigura împiedicarea la rasucire ( permitând ca distanta dintre acestea sa creasca), când sunt conectate la talpa întinsa

suporturile împotriva rasucirii, când acestea sunt conectate la talpa comprimata si urmatoarele conditii mai trebuiesc îndeplinite:

sectiunea grinzii este dublu T

îmbinarea dintre pana de acoperis si rigla cadrului se va realiza cu cel putin doua suruburi

înaltimea panelor nu trebuie sa fie mai mica de 25% din înaltimea riglei cadrului


În toate cazurile, panele de acoperis trebuie la rândul lor sa fie legate de tabla cutata si de asemenea toate cadrele sa fie legate între ele printr-un sistem de contravântuiri în planul înclinat al riglelor, pentru asigurarea stabilitatii generale a constructiei (vezi Figura 1.8) .


Legaturi insuficiente între panele de acoperis pot aparea datorita utilizarii tablei plane, utilizarii elementelor de închidere de tip sandwich sau a panourilor compozite, sau chiar si în cazul în care grosimea termoizolatie este prea mare. Fiecare dintre aceste cazuri trebuie tratat separat, cu mare atentie. Oricum un mare numar de producatori de pe piata asigura informatii suficiente despre propriul sistem de închidere si în ce masura acesta leaga panele de acoperis intre ele.


Cadrele portal cu o singura deschidere sunt proiectate astfel încât articulatiile plastice sa se formeze in stâlp sub îmbinare si în rigla în imediata vecinatate a coamei, în timp ce vuta sa ramâna în domeniul elastic. Aceasta abordare a fost facuta de Morris si Nakane [6], bazata pe ideea ca aparitia unei plasticizari la limita vutei din rigla ar conduce la o instabilitate prematura a cadrului. Oricum experienta a aratat ca aparitia unei plastificari a riglei la terminarea vutei este iminenta. Totodata un rol important în ceia ce priveste aparitia acestei articulatii, îl joaca si forma stâlpului (vutat sau nevutat).



1.6 Stabilitatea stâlpului


Stâlpii cadrelor metalice portal pot avea diferite sectiuni, si anume sectiune variabila in lungul barei (vutati, vezi fugura1.10a) sau sectiune constanta(figura 1.10b).




a)

b)

Figura 1.10 - Tipuri de stâlpi utilizati


Stâlpul va fi ales astfel încât rezistenta sa la moment încovoietor si forta axiala (compresiune) sa nu fie depasita, iar momentul maxim aplicat sa nu depaseasca momentul plastic capabil al sectiunii. In mod normal sectiunea stâlpilor va fi dublu T, care reaminteste faptul ca efectul predominant asupra stâlpului îl are momentul încovoietor si nu forta axiala.


Totodata, tipul de stâlp ales la realizarea cadrului se va face si în functie de modul de prindere al acestuia în fundatie. Astfel pentru o prindere articulata a cadrului in fundatie se va alege un stâlp cu sectiune variabila în concordanta cu starea de eforturi din bara, în timp ce pentru o prindere încastrata sau semirigida se va alege un stâlp cu sectiune constanta. În functie de tipul de stâlp utilizat si îmbinarea rigla-stâlp va fi diferita: pentru stâlpii cu sectiune variabila, îmbinarea se va realiza la partea superioara a stâlpului(figura 1.11a), iar pentru stâlpii cu sectiune constanta, îmbinarea se va realiza la fata stâlpului(figura 1.11b).


Figura 1.11 - Tipuri de îmbinare rigla-stâlp


Stabilitatea laterala a cadrului va fi asigurata si în acest caz de riglele de perete, care vor fi fixate de talpa exterioara a stâlpului.





2. STUDIUL STABILITATII CADRELOR METALICE PORTAL


2.1 Instabilitatea în planul cadrului


Pentru a întelege mai bine conceptul de instabilitate al cadrului în planul sau, este nevoie a se avea în vedere doua efecte primare în ceia ce priveste comportarea structurii. Primul dintre acestea este reprezentat de efectele de ordinul doi, al doilea fiind considerat cel al instabilitatii.


Efectele de ordinul doi


Efectele de ordinul doi, în forma lor simplificata, se datoreaza în primul rând deplasarii laterale a cadrului în planul sau. Aceasta deplasare va cauza excentricitati ale fortelor verticale, care vor genera în cele din urma momente de ordinul doi datorita fortei axiale aplicate excentric în elementele verticale. Aceste momente de ordinul doi în literatura de specialitate sunt cunoscute sub numele de efectele P-Δ ("P" forta axiala aplicata la excentricitatea Δ) (Figura 2.1). Aceste momente pot avea o importanta ridicata în proiectarea în domeniul plastic a cadrelor metalice portal, în cazurile în care elementele sunt relativ zvelte, rezultatul verificarii luând în considerare aceste momente pot conduce la marirea sectiunilor transversale.


Figura 2.1 Efectele P-Δ asupra cadrelor portal


Doua concepte importante trebuiesc avute în vedere si anume:

Efectele P-Δ, se datoreaza nu numai încarcarilor orizontale,cât si urmatoarelor efecte:

- asimetria structurii;

- asimetria încarcarilor;

- lipsa verticalitatii stâlpilor;

Efectele P-Δ nu cauzeaza neaparat instabilitatea cadrului. Ceia ce este necesar în acest caz, este o metoda pentru a determina daca efectele P-Δ sunt importante sau nu, si daca acestea vor cauza instabilitatea cadrului.


Instabilitatea


Conceptul de instabilitate poate fi foarte bine înteles, prin considerarea unei console verticale încarcate cu o forta axiala (Figura 2.2)

Figura 2.2 Instabilitatea unei console verticale


La forte axiale relativ reduse si/sau zvelteti mici ale consolei, orice forta disturbatoare va cauza deformarea consolei cu o valoare finita, iar în momentul în care aceasta perturbatie este îndepartata, consola va reveni la forma ei initiala. La valori ridicate ale fortei axiale , chiar si cea mai mica forta disturbatoare, va cauza deformarea incontrolabila a barei, datorita efectelor de ordinul doi. Forta care cauzeaza instabilitate, este cunoscuta sub numele de forta elastica critica, iar raportul dintre aceasta si forta de exploatare care actioneaza asupra barei este demunit factorul elastic critic, λcr :



În normele în vigoare este specificat ca o valoare înseamna ca efectele de ordinul II sunt nesemnificante si pot fi neglijate.


O valoare , în mode general indica o structura potential nestabila, caz în care o analiza de ordinul doi este necesar a fi efectuata. Aceleasi efecte pot aparea si în cazul cadrelor metalice portal, în consecinta orice forta orizontala disturbatoare trebuie luata în considerare, pentru a putea realiza o interpretare si o judecata a fenomenului de instabilitate. În mod normal elementele cadrului au imperfectiuni initiale, generate de procesul de productie sau de montajul structurii, acesta este un alt aspect care poate genera instabilitate, fara luarea în considerare a unei forte orizontale.


Instabilitatea în-afara planului cadrului este verificata, tinându-se cont de lungimea efectiva a elementelor individuale, între punctele de prinderi laterale. Acesta este o metoda simplificata de proiectare a unei structuri simple, tinându-se cont de comportarea structurii pe directie longitudinala. Oricum în planul cadrului rezistenta la deplasarea laterala, este conferita de rigiditatea elementelor si a îmbinarilor, din acest motiv sunt necesare prevederi, care sa tina cont si de legarea cadrului pe directie longitudinala nu numai prin intermediul riglelor de perete si al panelor de acoperis, dar si prin contravântuirile din peretii longitudinali si din acoperis.


Cadrele metalice portal pot ceda fie prin pierdea stabilitatii generale, sau prin pierderea stabilitatii locale. Pierderea stabilitatii locale se poate datora flambajului lateral prin încovoiere rasucire a riglei cadrului, sau în unele cazuri a stâlpului.


Pentru a urmarii stabilitatea cadrelor metalice portal cu rigla acoperisului înclinata, s-au analizat mai multe cadre având aceiasi înaltime si deschidere, pante ale acoperisului diferite, si de asemenea prinderi la baza stâlpului diferite. Înainte de a trece la analiza propriu zisa, s-a realizat calibrarea lor pe baza unor teste experimentale.



2.2 Cadrele studiate si modul de analizare


Au fost studiate un numar de cadre portal, având aceiasi înaltime la streasina, cu unghiuri de acoperis diferite (10%, 20%) diferite moduri de prindere a stâlpului la baza (Figura 2.3). Toate cadrele au rigla vutata si stâlpi cu sectiune constanta sau variabila dupa caz (Figura 2.4).


(a) articulat

(b) semi-rigid

(c) rigid

Figura 2.3: Prinderea stalpului la baza


(a) stâlp variabil (var)

(b) stâlp constant (con)

Figura. 2.4: Tipuri de cadre portal


Cadrele notate "var", au stâlpi cu sectiune variabila de Clasa 1 pâna la Clasa 3, iar cele notate "con" au stâlpi cu sectiune constanta de Clasa 1. Sectiunea riglelor este de Clasa 1 pana la Clasa 3. Dimensiunile principale ale cadrelor sunt prezentate în Tabelul 2.1. Otelul utilizat este S235.

Analizele efectuate sunt: 3D statica elasto-plastica si 3D de flambaj. Analizele spatiale au fost efectuate cu programul ANSYS v5.4 iar elementele au fost modelate cu elemente de tip SHELL43 plastice. Comportarea materialului a fost considerate elastica-perfect plastica. In analizele 3D, au fost considerate blocaje laterale ale riglei introduse de pane [1]. Blocajele laterale sunt de 4 tipuri ( Figura 1) si anume: tipul 1 - fara blocaje laterale, tipul 2 - blocarea deplasarii laterale, tipul 3 - blocarea deplasarii laterale cât si a rotirii, tipul 4 - blocarea deplasarii laterale dar si a deplasarii laterale a talpii comprimate (în punctele în care se dispun contrafise).


(a) tip 1

(b) tip 2

(c) tip 3

(d) tip 4

Figura 2.5: Tipuri de blocaje laterale


Tabelul 2.1: Dimensiuni principale

Nr.

Code

Tip

cadru

LxH

Prinderea

la baza


Rigla

Stâlp

constanta

variabila


1C-1

var

12x4.8

pin


h=270

b=135

tf=10

tw=5

h=270...600

b=135

tf=10

tw=6

h=240...600

b=180

tf=12

tw=8


1C-1

var

12x4.8

sem



1C-2

var

12x4.8

pin



1C-2

var

12x4.8

sem



3C-1

con

12x4.8

sem


h=270

b=135

tf=10

tw=5

h=270...600

b=135

tf=10

tw=6

h=400

b=180

tf=12

tw=8


3C-1

con

12x4.8

rig



3C-2

con

12x4.8

sem



3C-2

con

12x4.8

rig



Îmbinarea rigla-stâlp este rigida si este prezentata în Figura 2.4. Îmbinarea rigla-stâlp si prinderea stâlpului la baza au fost modelate cu elemente de contact.


Încarcarile verticale permanente si din zapada au fost introduse în punctele de rezemare a panelor. O forta orizontala la coltul cadrului a fost considerata ca 12% din cele verticale. De asemenea în calcul au fost considerate si imperfectiuni initiale de înclinare si încovoiere.


Calibrarea modelelor


Modelele spatiale au fost calibrate pe baza unor rezultate experimentale, obtinute de Halasz si Ivany. Geometria, dimensiunile sectiunilor, detaliu de baza a cadrelor testate sunt prezentate în Tabelul 2.1.



2.3 Analiza de stabilitate.


Pentru cadrele portal, deoarece în rigla se dezvolta eforturi axiale semnificate, problema stabilitatii este mult mai complexa decât în cazul cadrelor multietajate [4]. Dupa cum bine este cunoscut, elementele acestor cadre îsi pot pierde stabilitatea prin flambaj cu încovoiere-rasucire. In conformitate cu EC3 (EN 1993-1-1) , elementele cu sectiuni de Clasa 1 si Clasa 2, pentru care flambajul prin încovoiere-rasucire ar putea fi un mod de cedare, trebuie sa verifice:



Elementele cu sectiuni de Clasa 3 solicitate la compresiune cu încovoiere, trebuie sa verifice urmatoarea relatie:



Pentru a observa comportarea cadrelor metalice considerate, acestea au fost supuse unor analize neliniare elasto-plastice, analize realizate cu programul ANSYS. In cadrul acestor analize au fost considerate blocaje de tipul 2 (Fig. 2.5). Mecanismul de cedare difera între cele doua tipuri de cadre, instabilitatea se produce dupa cum urmeaza: flambaj lateral prin încovoiere-rasucire a riglei , cadre "var", flambaj prin încovoiere-rasucire a riglei si stâlpului în cazul cadrelor de tip "con"


(a) var

(b) con

Figura. 2.6: Instabilitatea locala a elementelor


Comparatia intre rezultatele analizelor numerice si prevederilor în prEN1993-1-1 [5] pentru elemente de Clasa 3, având talpa superioara blocata lateral sun prezentate în tabelul urmator:


Tabelul 2.2: Rezultate comparative intre analiza cu MEF si norme

Cadru

Nr.

Fu [kN]

Analiza MEF

Norme


























Rezultatele demonstreaza influenta pe care o au modul de prindere a stâlpului la baza si unghiul de acoperis la capacitatea ultima a cadrului.


Comportarea cadrului sub efectul fortelor aplicate poate fi studiata si prin intermediul unor analize de flambaj, rezultând în acelasi timp si modul de flambaj al cadrului. Aceste analize au fost facute cu programul Ansys, v.5.4, rezultând comportamentul spatial al cadrului. In aceste analize au fost considerate blocajele laterale din Figura 2.5. Forta critica elastica pentru fiecare caz în parte (tip cadru, tip prindere laterala) sun trasate în Figura 2.7.


Figura 2.7: Valorile fortelor critice in functie de tipul de blocaj lateral


S-a observat ca modul de flambaj si valorile fortelor critice depind de tipul de prindere laterala a cadrului. Modurile proprii de flambaj sunt prezentate în Figura 2.8 pentru diferite tipuri de prindere: tipul 1 - flambaj lateral al riglei la valori relativ scazute ale fortei critice (Figura 2.8 a), tipul 2 - flambaj prin încovoiere-rasucire a riglei si stâlpului, forta critica creste substantial (Figura 2.8 b); tipul 3 - flambaj prin încovoiere-rasucire a riglei si a stâlpului, valoarea fortei critice creste de aproximativ trei ori fata de cazul precedent (Figura 2.8 c); tipul 4 - flambaj prin încovoiere-rasucire a riglei si stâlpului (Figura 2.8 d), lungimea de flambaj a riglei fiind redusa datorita unui blocaj lateral suplimentar la talpa comprimata înregistrându-se o crestere a fortei critice fata de cazul 2. S-a observat de asemenea ca modul de flambaj este similar pentru cele doua tipuri de cadre (stâlp cu sectiune constanta sau variabila).


a) prindere de tip 1

b) prindere de tip 2

c) prindere de tip 3

d) prindere de tip 4

Figura 2.8: Forme de flambaj


Din ultimele figuri se poate observa importanta blocajelor laterale pentru imbunatatirea rezistenta la flambaj a cadrelor.



2.4 Cazuri practice de proiectare


Rezultatele prezentate în paragrafele anterioare se refera la un numar de cadre calibrate, având diferite solutii de prindere a stâlpului la baza si diferite blocaje laterale. In continuare vor fi analizate câteva cadre parter. Cadrele selectate sunt des întâlnite în proiectarea curenta a halelor metalice, având stâlpi articulati în fundatie, cu sectiune variabila, rigle vutate, si un unghi de acoperis de 80 (Figura 2.9). Lungimea vutei este de 0.15*L. Dimensiunile si caracteristicile sunt date în Tabelul 2.3.


Figura 2.9: Geometria cadrelor analizate


Tabelul 2.3: Dimensiunile principale ale sectiunilor

Tip cadru

H

[m]

L

[m]

Dimensiuni h*b*tf*tw [mm]

stâlp

Vuta-rigla

Rigla constanta

var4x18pin








var4x24pin






var4x30pin






var6x18pin






var6x24pin






var6x30pin






var8x18pin






var8x24pin






var8x30pin







Cadrele au fost supuse unor analize elasto-palstice 3D cu programul de element finite Ansys v.5.4. Toate cadrele au fost modelate cu elemente de tip shell. In cadrul analizelor au fost aplicate blocaje laterale de tip 2 (vezi Fig. 2.5). Otelul utilizat fiind S235. Din Tabelul 2.3 se poate observa ca pentru aceiasi deschidere si înaltime diferita a cadrului a fost pastrata aceiasi sectiune de element.


O comparatie între rezultatele obtinute si normele de proiectare este prezentata în Tabelul 2.4. Se observa ca fortele ultime obtinute în urma analizelor neliniare el-plastice (mult mai apropiate de cazul real) sunt superioare celor rezultate aplicând formulele din norme.


De asemenea crescând înaltimea structurii, forta ultima scade, aceasta poate fi explicata de rolul pe care stâlpul îl joaca în comportarea globala a cadrului.


Mai mult, nici în aceste cazuri nu a fost înregistrata o instabilitate globala, ci una locala. Mecanismul de cedare fiind flambaj prin încovoiere-rasucire a riglei sau a stâlpului, depinzând de înaltimea cadrului (Figura 2.10).


Tabelul 2.4: Rezultate comparative MEF si Norme

Denumire cadru

Fu [kN]

Analiza MEF

Norma

var4x18pin



var4x24pin



var4x30pin



var6x18pin



var6x24pin



var6x30pin



var8x18pin



var8x24pin



var8x30pin




a) H=4 m

b) H=6 m

c) H=8 m

Figura. 2.10: Moduri de cedare


3 STUDIUL DUCTILITATII CADRELOR METALICE PORTAL


3.1 Introducere


Structurile sunt proiectate uzual astfel încât o parte din energia înmagazinata în timpul cutremurelor puternice sa fie disipata prin deformatii inelastice . Pentru prevenirea colapsului structurii, valorile acestor deformatii plastice trebuie limitate în conformitate cu ductilitatea locala si globala a structurii si cu capacitatea de disipare a energiei.


În cazul utilizarii metodei la stari limita, proiectarea antiseismica a structurilor poate fi realizata în prezent prin intermediul a doua metode de analiza structurala. Prima metoda foloseste analiza dinamica neliniara care poate furniza cu un grad suficient de acuratete raspunsul în timp al structurii la actiunea unor cutremure. Cea de-a doua metoda se bazeaza pe analiza modala în domeniul elastic utilizând un spectru de proiectare, care furnizeaza, functie de perioada T, pseudo-spectrul normalizat al acceleratiei, necesar pentru un anumit nivel al raspunsului inelastic Aceste spectre inelastice se obtin în normele de proiectare antiseismica modificând spectrul de raspuns elastic de proiectare prin intermediul factorului q, care ia în considerare capacitatea structurii de disipare a energiei.


Evaluarea corecta a factorului q, care poate fi definit ca raportul dintre valoarea acceleratiei care conduce la cedarea structurii si valoarea acceleratiei corespunzatoare formarii primei articulatii plastice, necesita realizarea unor analize dinamice pentru diferite tipuri de miscari seismice. Performantele globale seismice ale cadrelor metalice portal pot fi evaluate printr-o analiza neliniara inelastica de tip pushover. Pentru analiza neliniara pushover, cadrele sunt încarcate cu o forta orizontala crescatoare (Figura 3.1), acesta deformându-se lateral în functie de magnitudinea fortei aplicate.


Figura 3.1 - Analiza inelastica Pushover


Sub actiunea fortei orizontale, structura se comporta elastic pâna la aparitia primei articulatii plastice corespunzator factorului de amplificare αe, dupa care structura se comporta inelastic pâna la colapsul acesteia.



3.2 Cadrele studiate si metodele de analiza


Au fost studiate patru cadre, având aceiasi deschidere si înaltime, dar doua pante diferite. Toate cadrele au rigle vutata si stâlpi cu sectiune constanta sau variabila. Mai multe detalii sunt prezentate în Tabelul 2.1.


Cazul 1C corespunde stâlpilor cu sectiune variabila cuprinsa între Clasa 1 si Clasa 3. 3C reprezinta cazul cu stâlpi constanti de Clasa 1. Riglele au sectiuni intre Clasa 1 si 3 în toate cazurile. Otelul utilizat este S235.


Analizele efectuate sunt urmatoarele: analiza 2D statica elasto-plastica, analiza 2D neliniara time-history, analiza 3D statica elasto-plastica. Analizele 2D au fost realizate cu programul Drain 3DX, iar analizele 3D cu programul de elemente finite ANSYS. In cazul programului Drain 3DX, cadrele au fost modelate cu elemente de tip fibra, iar în cadrul analizelor în ANSYS, au fost utilizate elemente SHELL43. In ambele analize a fost considerat un material având un comportament biliniar elasto-plastic. In analizele 3D, au fost considerate blocaje laterale ale riglei datorate panelor [1]. Blocajele laterale sunt de 4 tipuri ( Figura 2.5) si anume: tipul 1 - fara blocaje laterale, tipul 2 - blocarea deplasarii laterale, tipul 3 - blocarea deplasarii laterale cât si a rotirii, tipul 4 - blocarea deplasarii laterale dar si a deplasarii laterale a talpii comprimate (în punctele în care se dispun contrafise).


Îmbinarea rigla-stâlp este rigida conform Figurii 2.4. Pentru analizele 2D capacitatea si rigiditatea la rotire a îmbinarii rigla-stâlp cât si prinderea stâlpului la baza au fost evaluate în conformitatea cu metoda componentelor din EN 1993-1-8 [2]. In cadrul analizelor 3D îmbinarea rigla-stâlp si prinderea stâlpului la baza a fost modelata utilizând elemente de contact.


Figura 3.2 Sectiune dublu T modelata cu elemente de fibra


Modelarea cu elemente de tip fibra a unei sectiuni dublu T este prezentata în Figura 3.2. Sectiunea elementului a fost împartita într-un numar de fâsii, concentrând proprietatile fiecarei fâsii în centru ei de greutate.



3.3 Ductilitatea cadrelor portal


Metoda spectrului de capacitate


Metoda spectrului de capacitate compara capacitatea efectiva a structurii cu cerinta de capacitate indusa de miscarea seismica. Relatia între capacitatea efectiva si cea necesara poate fi reprezentata utilizând doua metode: (1) un raspuns spectral liniar-elastic cu o amortizare ridicata; (2) raspuns spectral inelastic. Cum s-a putut observa si din paragraful anterior, cadrele metalice portal sunt caracterizate printr-o clasa de ductilitate redusa spre medie, fiind recomandata prima metoda. In consecinta, capacitatea spectrala necesara a structurii, ca efect a miscarii seismice, poate fi construita prin trasarea spectrului acceleratie, linear elastic , Sa, pentru un sistem cu un singur grad de libertate raportat la spectrul deplasarilor, Sd, pentru o valoare data a amortizarii vâscoase, ξ. Acesta se va trasa utilizând formula:



Figura 3.3 Spectrul de capacitate


Forta laterala si capacitatea de deplasare a structurii vor fi reprezentate utilizând relatia forta-deplasare globala (F-Δ) obtinuta în urma unei analize neliniare de tip "pushover". Presupunând ca raspunsul seismic global al structurii este dat de primul mod fundamental de vibratie, curba pushover poate fi convertita într-o relatie acceleratie-deplasare idealizata (a**), corespunzatoare unui sistem cu un singur grad de libertate, dupa cum urmeaza:



unde m* reprezinta masa unui sistem echivalent cu un singur grad de libertate, iar Γ este factorul de participare global [4]. Relatia a** (curba de capacitate) este trasata împreuna cu spectrul Sa-Sd, pentru o valoare a amortizarii vâscoase ξ=5%, în Figura 3.3. Punctele de intersectie ale celor doua curbe reprezinta acceleratia si deplasarea necesara unei proiectari antiseismice. Aceste valori corespunzatoare deplasarii, vor fi luate în considerare în continuare pentru a stabilii starea limita a structurii.



Performante seismice, factorul q


Performantele seismice globale a cadrelor au fost evaluate utilizând o analiza statica neliniara, echivalenta (analiza push-over) si o analiza neliniara time-history. Analizele push-over au fost realizate pe cadre spatiale, analize în cadrul carora au fost simulate, individual, toate cele patru tipuri de blocaje laterale (vezi Figura 2.5). Forta seismica fiind evaluata în conformitate cu prevederile EC8. In cazul analizelor neliniare time-history, a fost utilizata accelerograma unui seism.


In conformitate cu prima metoda, factorii q, calculati utilizând equatia de mai jos, sunt trecuti în Figura 3.4.


unde:


T - este perioada fundamentala de vibratie;

αcr - este factorul critic elastic de multiplicare a fortelor gravitationale (αcr=Vcr/V);

αu - factorul de multiplicare a fortelor orizontale corespunzatoare colapsului structurii;

αy- factorul de multiplicare a fortelor orizontale corespunzatoare primei articulatii plastice.


Figura 3.4 Valorile factorului q calculate cu ecuatia


Valoarea factorilor q din Figura 3.4, confirma valorile prevazute în EN 1998-1 [5] pentru structuri nedisipative (q=1.5). De asemenea, se poate concluziona ca, cadrele metalice portal, ar trebui proiectate în conformitate cu conceptual de structura slab disipativa pentru care q ia valori între 1.5 si 2.5. De asemenea redundanta si supra rezistenta structurii, datorate prinderii laterale si a modului de prindere a stâlpului la baza au un rol important. Valorile subunitare obtinute pentru tipul de prindere 1, q<1, se datoreaza efectului dominant pe care Pcr îl are în Eq. (3). Structurile mentionate, nu sunt prinse lateral, fiind foarte sensibile la fenomenul de instabilitate. Sub actiunea seismica ele ar ceda prematur prin instabilitate dinamica.


Factorul q, a fost calculat si prin intermediul unei analize neliniare time-history, care este mult mai apropiat de definitia lui reala (raportul dintre factorul corespunzator colapsului structurii si cel corespunzator atingerii limitei de curgere). Accelerograma folosita în cadrul analizei neliniare dinamice este El Centro Site Imperial Valley Irrigation District Comp S00E (Fig. 3.5).


Figura 3.5 Accelerograma (ELCEN S00E)


Trebuie subliniat ca nu a fost înregistrat colapsul structurii în nici unul din cazuri. In aceste conditii colapsul teoretic a fost considerat deplasarea corespunzatoare spectrului de capacitate pentru proiectarea structurii. Astfel valoarea factorului de reducere a miscarii seismice, calculat ecuatia de mai jos), este prezentat în Figura 3.6.


Figura 3.6 Comparatie factorul q Ansys-Drain 3DX


Din Figura 3.7, putem observa ca valorile obtinute din analiza dinamica sunt de nivelul celor din analiza neliniara statica, în care a fost simulat tipul de prindere 4, însa valorile sunt ceva mai mici.



3.4 Cazuri practice de proiectare


Rezultatele prezentate pana in momentul de fata s-au referit la un numar de cadre calibrate pe baza unor teste de laborator. Acestea fiind alese ca fiind oarecum echivalente cu cadrele testate, pastrând aceiasi deschidere, inaltime si panta a acoperisului. In continuare vor fi prezentate rezultatele obtinute pentru un numar de cadre utilizate in proiectarea curenta (Figura 2.9). Acestea au deschideri diferite inaltimi diferite si panta acoperisului de 8o. Toate cadrele au stâlpii cu sectiune variabila, iar riglele cadrului sunt vutate pe o lungime 0.15L, îmbinarea rigla stâlp fiind considerata rigida, rigla prinzându-se pe capul stâlpului. Prinderea in fundatie a acestor tipuri de cadre s-a considerat a fi articulata (Figura 3.7). Proiectarea acestora s-a realizat tinandu-se cont de ipotezele de încarcare permanenta si zapada (ipoteze care conduc la combinatia cea mai defavorabila), rezultând in final sectiunile prezentate in Tabelul 2.3.

Figura 3.7. Prinderea articulate a stalpului la baza


Pentru determinarea incarcarilor aferente ipotezelor de calcul au fost considerate urmatoarele cazuri de încarcare:

  • încarcare permanenta gp=1.5 kN/m
  • încarcare din zapada gz=7.2 kN/m (Bucuresti)

Combinatia de încarcare folosita a fost:

unde

  • coeficientul partial de siguranta n=1.1
  • coeficientul partial de siguranta nz=2.1

Performante seismice, factorul q


Pentru determinarea factorilor care intra in ec. (3) au fost realizate: analize pushover plane (determinarea factorilor αu si αy, cat si pentru identificarea pozitiei articulatiilor plastice punctuale in acest caz), analize modale (pentru identificarea perioadelor corespunzatoare primului mod de oscilatie), analize elastice de flambaj spatiale ( pentru determinarea factorului critic de flambaj αc).


Analizele plane s-au realizat cu programul Sap2000 , care opereaza numai cu elemente de tip bara, iar analizele 3D au fost realizate cu programul de elemente finite ANSYS, în cadrul caruia discretizarea cadrelor s-a realizat cu ajutorul elementelor de tip "shell". In ambele analize s-a considerat un comportament bilinear, elastic-perfect plastic, al materialului. S-a utilizat OL37 (S235), cu limita de curgere fy=235 N/mm2. In cazul analizei 3D, deplasarile laterale ale riglelor si stâlpilor cadrului s-au considerat blocate la talpa exterioara a elementului de catre de riglele de perete, panele de acoperis si contrafise la talpa inferioara în unele cazuri. S-au simulat patru tipuri de blocaje laterale. (Figura 2.5)


Rezultatele analizelor prezentate anterior sunt trecute in tabelul 3.1:


Tabelul 3.1: Rezultatele analizelor

Tip cadru


Fe

[kN]

Fu

[kN]

T

[sec]


αcr

prindere 1

prindere 2

prindere 3

prindere 4

var4x18pin









var4x24pin









var4x30pin









var6x18pin











var6x24pin









var6x30pin









var8x18pin









var8x24pin









var8x30pin










Factorii q calculati conform Eq (3), utilizând valorile din Tabelul 3.1 sunt prezentati in figura 3.8, pentru fiecare tip de cadru in parte.

Figura 3.8 Factori de reducere a incarcarii seismice

4. COMPORTAREA IMBINARILOR CADRELOR METALICE PORTAL


4.1. Introducere


Halele industriale moderne au structura de rezistenta realizata din cadre metalice portal având sectiuni zvelte de clasa 3 si 4. Elementele structurale au sectiune variabila in concordanta cu starea de eforturi din elementele componente.


Deoarece in rigla se dezvolta forte axiale de compresiune semnificative, problema stabilitatii este mult mai complexa decât în cazul structurilor multietajate. Daca nu sunt prevazute blocaje laterale, rezistenta la flambaj lateral prin încovoiere rasucire este în general scazuta. Panele de acoperis si riglele de perete în conlucrare cu învelitoare introduc un efect de blocare laterala, dar care este destul de dificil cuantificabil pentru proiectarea curenta.


Îmbinarea rigla-stâlp la structurile mai sus amintite se realizeaza în general cu placa de capat extinsa, pe capul stâlpului (Figura 4.1).


Figura 4.1. Îmbinare tipica rigla-stâlp


Normele de proiectare din România trateaza doar verificarea suruburilor solicitate la diferite eforturi (axial, forfecare, încovoiere, combinatii ale acestora), astfel proiectarea unei îmbinari se rezuma doar la verificarea suruburilor si anume: verificarea la întindere in tija surubului, verificarea la presiune pe gaura si verificarea la forfecare. Insa pentru verificarea îmbinarii ca un ansamblu acest lucru nu este suficient, astfel trebuiesc avute în vedere si elemente care intra in componenta îmbinarii: inima si talpile riglei, inima si talpile stâlpului, placa de capat. Cele prezentate mai sus nu se refera doar la îmbinarile rigla-stâlp a cadrelor metalice portal, ci la toate îmbinarile realizate cu suruburi. De asemenea în analiza globala a structurii este foarte importanta si rigiditatea initiala a îmbinarii, pentru a determina eforturile interne realiste, care pot diferi semnificativ în cazul unor îmbinari semi-rigide.


In cadrul programului de cercetare au fost selectate un numar de îmbinari, dimensionate în conformitate cu metoda componentelor din EN 1993-1.8, iar în final aceleasi îmbinari au fost analizate cu metoda elementelor finite. Rezultate obtinute vor fi comparate si de asemenea vor fi facute câteva comentarii legate de modul de comportare a acestor tipuri de îmbinari.



4.2. Metoda componentelor - generalitati


Metoda componentelor poate fi prezentata ca o aplicatie a binecunoscutei metode a elementelor finite pentru calcularea îmbinarilor structurale. Ca o caracteristica a metodei, nodul este considerat ca un tot unitar, si este studiat în consecinta. Originalitatea metodei componentelor consta în a considera orice îmbinare ca un set de "componente individuale". In cazul particular al cadrelor metalice portal (îmbinare cu placa de capat extinsa, supusa la moment încovoietor si forta axiala) componentele relevante sunt urmatoarele (vezi Figura 4.2):


  • Inima stâlpului la tensiune;
  • Placa de capat a stâlpului la încovoiere;
  • Talpa stâlpului la compresiune;
  • Inima riglei la compresiune;
  • Inima riglei la tensiune;
  • Placa de capat a riglei la încovoiere;
  • Rigidizarile de pe rigla la compresiune;
  • Panoul de inima al riglei la forfecare;
  • Rândul de suruburi din stânga la tensiune.

Figura 4.2. Identificarea componentelor


Fiecare din componentele prezentate anterior poseda o rezistenta si o rigiditate la compresiune, tensiune si forfecare. Coexistenta câtorva componente în cadrul aceluiasi nod (spre exemplu în cazul de fata panoul de inima al riglei, care este solicitat în acelasi timp la compresiune, tensiune si forfecare) poate conduce la interactiunea eforturilor rezultând în final o scadere a rezistentei si rigiditatii pentru fiecare componenta în parte.


Aplicarea metodei componentelor consta în mai multi pasi si anume:


a)       identificarea componentelor pentru îmbinarea aleasa;


b)       evaluarea rezistentei si/sau a rigiditatii fiecarei componente în parte (rigiditate initiala, rezistenta de calcul);


c)       asamblarea componentelor în vederea determinarii rezistentei si/sau a rigiditatii pentru

întreaga îmbinare.



4.3. Îmbinarile studiate si metodele de analiza


Pentru analiza au fost selectate un numar 3 îmbinari. Diferenta dintre îmbinarile selectate este data de clasa sectiunii elementelor componente dupa cum urmeaza: J2-3 (stâlp si rigla cu talpi de clasa 2 si inima de clasa 3); J2-4 (stâlp si rigla cu talpi de clasa 2 si inima de clasa 4); J3-4 (stâlp si rigla cu talpi de clasa 3 si inima de clasa 4). Îmbinarea a fost extrasa dintr-un cadru având deschiderea de 18 m si înaltimea de 4 m, dimensionat luând în calcul încarcarile aferente zonei Bucuresti si au fost configurate astfel încât rezistenta si rigiditatea cadrului sa ramâna aproximativ la acelasi nivel. Dimensiunile îmbinarilor rezultate sunt trecute în Tabelul 4.1.


Tabelul 4.1. Dimensiunile îmbinarilor analizate.

Denumire

îmbinare

Stâlp

Rigla

Configuratie îmbinare

J2-3



J2-4



J3-4




suruburile utilizate pentru realizarea îmbinarilor sunt M20 gr 10.9, utilizând 8 rânduri de suruburi în cazul îmbinarilor J2-3 si 9 rânduri în cazul îmbinarilor J2-4, respectiv J3-4. Placa de capat utilizata pentru realizarea îmbinarilor are grosimea tp=20 mm în toate cazurile.


Îmbinarile au fost verificate în conformitate cu metoda componentelor, rezultând în final capacitatea portanta a îmbinarii, tinându-se cont de influenta diferitelor componente. De asemenea au fost analizate si prin intermediul unor analize elasto-plastice cu MEF, utilizând pentru discretizare elemente de tip shell, iar intre placile de capat au fost utilizate elemente de contact (Figura 4.3).



Figura 4.3. Discretizarea îmbinarilor pentru analiza MEF


Materialul utilizat atât la verificarea cu metoda componentelor cât si în cadrul analizelor numerice cu element finit este S355 (OL52). In cazul analizelor neliniare elasto-plastice, a fost utilizata o comportare biliniara a materialului, având limita de curgere de 355 N/mm2 (Figura 4.4). Nodurile au fost încarcate static cu o forta verticala concentrata, la distanta de 2020 mm fata de axa stâlpului.


Figura 4.4. Curba de material (σ-ε) S355



4.4. Rezultatele analizelor


Dupa cum a fost descris si in paragraful precedent, îmbinarile au fost analizate prin doua metode si anume: metoda componentelor si analiza neliniara elasto-plastica. Rezultatele obtinute in urma analizarii nodurilor prin intermediul metodei componentelor din EN 1993-1.8, sunt trecute in Tabelul 2.


Tabelul 4.2. Rezultate metoda componentelor

Denumire

îmbinare

Mpl,Rd

[kNm]

[kN]

Rigiditate initiala

Sj.ini [kNm]

Clasificare

Greutate îmbinare [kg]

J2-3




Semi-rigid


J2-4




Semi-rigid


J3-4




Semi-rigid



Din tabelul anterior se poate observa in toate cazurile îmbinarile au un comportament semi-rigid, fapt care ar trebui avut in vedere în analiza structurala, in ideea obtinerii unor eforturi si deplasari reale în structura. De asemenea placa de capat la încovoiere este componenta slaba a îmbinarilor alese, componenta care influenteaza capacitatea portanta finala a îmbinarii.


In urma analizelor neliniare elasto plastice au fost trasate curbele de comportament corespunzatoare fiecarei îmbinari, (forta-deplasare), vezi Figura 4.5. In Tabelul 4.3 sunt trecute valorile fortelor ultime si elastice corespunzatoare fiecarei îmbinare în parte, cat si raportul dintre aceste doua.


Figura 4.5 reprezinta foarte bine comportamentul îmbinarilor sub efectul încarcarilor aplicate static, si totodata scoate în evidenta capacitatile ultime si plastice ale îmbinarilor considerate. Capacitatile ultime sunt ceva mai mari decât cele obtinute în urma verificarii cu metoda componentelor.


Figura 4.5. Curba neliniara F-d


Tabelul 4.3. Rezultate analiza neliniara

Denumire

îmbinare

Fel

[kN]

Fu

[kN]

J2-3




J2-4




J3-4





S-a observat ca în toate cele trei cazuri, înainte de cedarea îmbinarii, apare o cedare prematura a riglei cadrului (vezi Figura 4.6). Acest lucru este satisfacator, deoarece în cazul de fata nu trebuie sa ne punem problema cedarii unei componente a îmbinarii, ceia ce conduce la concluzia ca îmbinarea a fost corect detaliata si dimensionata.

Îmbinare J2-3

Îmbinare J2-4

Îmbinare J3-4

Figura 4.6. Moduri de cedare

4.5 Teste experimentale


Pornind de la rezultatele obtinute anterior si utilizând acealeasi îmbinari, este in curs de realizare un set de teste experimentale care sa intareasca rezultatele obtinute in urma analizelor efectuate. Testele experimentale se vor realiza (specimenele pentru încercare existând deja) incinta Laboratorului departamentului de Constructii Metalice si Mecanica Constructiilor al Universitatii "Politehnica" din Timisoara. Standul experimental este prezentat in figura urmatoare.



5. CONCLUZII


Industria constructiilor metalice aflându-se intr-o reala ascensiune, cererea mare de pe piata de hale metalice, cat si lipsa unor prescriptii de proiectare, din normele de calcul romanesti au condus la începerea unei activitati de cercetare in domeniu la Departamentul de Constructii Metalice si Mecanica Constructiilor din cadrul Universitatii Politehnica din Timisoara.


Cadrele metalice portal, utilizate in mare masura la realizarea halelor industriale, sunt realizate din placi zvelte prin sudare. Proiectarea cadrelor metalice parter implica forme si detalii structurale diferite de cele utilizate pentru alte tipuri de structuri. Ca rezultat, modul de calcul pentru dimensionarea acestor cadre difera de cel întâlnit în proiectarea uzuala a celorlalte tipuri de structuri. Elementele cadrului au sectiuni variabile in concordanta cu distributia momentului de incovoiere in lungul elementului. Pentru aceste tipuri de structuri, calculul plastic nefiind foarte eficient datorita sectiunilor zvelte de clasa 3 si 4. Daca nu se prevad legaturi inafara planului cadrului rezistenta acestuia la flambaj prin incovoiere rasucire este in general scazuta. Panele de acoperis si riglele de perete pe care reazema acoperisul si peretii din tabla cutata introduc un efect de rigiditate inafara planului, insa este dificil de a cuantifica aceasta valoare a rigiditatii pentru proiectarea ulterioara a cadrului. De fapt normele de calcul nu iau in considerare acest efect. Exista insa recomandari pentru proiectarea acestor tipuri de cadre cu elemente variabile, dar fara a considera efectul benefic al riglelor de perete si panelor de acoperis.


In întreg ansamblul cadrului un rol major este jucat de îmbinarile dintre elemente cat si de modul de prindere a stâlpului in fundatie. Acesta din urma, daca nu este detaliat corespunzator, genereaza eforturi suplimentare in fundatie care conduc la o dimensionare ne-economica a fundatiilor. Daca in momentul de fata, multi proiectanti de structuri, limiteaza verificarea îmbinarilor la efortul maxim de întindere in surub, acest lucru s-a dovedit a fi incorect deoarece in comportarea globala a îmbinarii un rol major îl joaca si celelalte elemente componente cum ar fi: placa de capat, existenta rigidizarilor, panoul de inima, dar si talpile elementelor componente.


Rezultatul acestui studiu a scos în evidenta eficienta prinderii laterale a cadrului, realizata în practica prin panele de acoperis, riglele de perete si a contrafiselor, în ce priveste stabilitatea globala a cadrelor portal. Acestea împiedica pierderea stabilitatii laterale, care ar putea afecta comportamentul întregului cadru.


Modul de cedare înregistrat este flambaj prin încovoiere-rasucire a riglei sau a stâlpului. Pentru a îmbunatatii capacitatea portanta a cadrului, ar trebui prevazute contrafise la talpa comprimata a riglei.


Cedarea generala a structurii nu a aparut in nici unul din cazuri, sub încarcari statice, chiar daca au fost înregistrate deplasari mari. In acest caz, starea limita ultima ar putea fi exprimata fie prin raportul de plasticizare al sectiunilor, sau prin limitarea deplasarii verticale inelastice.


In ce priveste capacitatea de disipare, rezultatele scot în evidenta rolul jucat de modul de prindere al stâlpului la baza în comportarea seismica a cadrului. Dupa cum este si normal, prinderea rigida a cadrului la baza, confera o mai buna capacitate de disipare. Capacitatea de disipare este de asemenea influentata si de tipul de blocaj lateral, o mai buna legare laterala a cadrului conduce la o capacitate de disipare mai mare.


Valorile factorului q obtinute in cazul tipului de prindere 1 sau superior, indica un comportament disipativ global destul de bun a acestor tipuri de cadre. Articulatiile plastice s-au dezvoltat in sectiunile riglelor constante (trecerea de la sectiune constanta la sectiune variabila), clasa sectiunii in acest caz fiind 2 sau 1. In acest caz pentru exprimarea caracterului disipativ, in proiectarea curenta s-ar putea utiliza un factor de comportare superior valorii de 2 (q>2), maxim admis sectiunilor de clasa 3.


Practic colapsul structurii nu a aparut în nici unul din cazurile analizate, chiar daca au fost înregistrate deplasari mari. In acest caz, starea limita ultima ar putea fi exprimata prin limitarea driftului inelastic.


Rezultatele obtinute confirma valoarea de 1.5 a factorului de reducere a încarcarii seismice propus in draftul final al EN 1998-1. Oricum, daca principiile proiectarii anti-seismice sunt corect aplicate, si structura este bine legata împotriva pierderii stabilitatii prin flambaj cu încovoiere rasucire, redundanta si supra-rezistenta rezultate, ar putea îmbunatatii aceasta valoare.


Referitor la comportarea îmbinarilor rigla-stâlp cu placa de capat extinsa, studiul efectuat a scos în evidenta importanta pe care o are verificarea unei îmbinarii în conformitate cu metoda componentelor, ajungându-se la concluzia ca nu suruburile reprezinta neaparat punctul slab al unei îmbinari, ci elementele componente ale îmbinarii respective.


In toate cazurile îmbinarile au rezultat a avea un comportament semi-rigid si nu rigid cum se considera în mod normal în analiza curenta a unui cadru. Acest lucru ar trebui avut în vedere în proiectarea curenta a unui cadru portal, deoarece starea de eforturi în structura ar putea diferi semnificativ.


De asemenea s-a observat ca cedarea ar putea avea loc în afara îmbinarii si anume în vuta riglei, fara a fi afectate componentele îmbinarii. Acest lucru s-a întâmplat în special în cazul analizelor neliniare elasto-plastice. Rezervele plastice ale îmbinarilor sunt influentate în mare masura de zveltetea talpilor si nu a inimii.

6. BIBLIOGRAFIE


ENV 1993-1-1 Eurocode 3: Design of steel structures Part 1.1: General rules and rules for bulidings, 1992;


L.J. Morris and K. Nakane : Experimental behaviour of haunched member, Instability and plastic collaps of structure, Granada Publishing, 1983;


O. Halasz and M. Ivany : Test with simple elastic-plastic frames, Periodica Polytehnica, Budapest, November 1978;


J.M. Davies : Inplane stability in portal frames, The Structural Engineer, Vol. 68, No. 8, p. 141-147, 1990;


F.M. Mazzolani and V. Piluso: Seismic Design of Resistant Steel Frames, E & FN Spon, London, 1996;


EN 1998-1 Eurocode 8: Design of structures for earthquake resistance Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, CEN/TC250/SC8, Draft No 4, December 2001;


D. Dubina, I. M. Cristutiu, V. Ungureanu, Zs. Nagy : Stability and ductility performances of light steel industrial building portal frames, 3-rd European Conference of Steel Structures, Eurosteel 2002, Coimbra-Portugal;


I.M. Cristutiu : Stability and ductility of pitched roof portal frames for industrial steel buildings, 10-th European Summer Academy 2002, Advanced study in Structural engineering and CAE, Bauhaus University- Weimar, Weimar, Germania, 29iul. -10 aug., 2002 ;


I.M. Cristitiu : Criterii de proiectare pentru halele metalice cu structurǎ din cadre portal cu elemente cu sectiuni variabile de clase 3 si 4 amplasate in zone seismice. Normative de proiectare. Solutii constructive. Referat nr. 1 in vederea intocmirii tezei de doctorat;


I.M. Cristutiu : Studiul Stabilitatii si ductilitaii halelor metalice usoare cu structuri in cadre. Lucare de disertatie master : Structuri si Tehnologii Noi pentru Constructii


prEN 1993-1-8 Eurocode 3: Design of steel structures Part 1.8: Design of joints, 2002


STAS 10108/0-78: Calculul elementelor din otel, Instutul roman de standardizare


Jaspart JP. Etude de la semi-rigidite des noeuds pouter-colonne et son influence sur la résistance des ossatures en acier. Phd. Thesis, Department MSM, Université de Ličge, 1991










Document Info


Accesari: 17939
Apreciat:

Comenteaza documentul:

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


Creaza cont nou

A fost util?

Daca documentul a fost util si crezi ca merita
sa adaugi un link catre el la tine in site

Copiaza codul
in pagina web a site-ului tau.




eCoduri.com - coduri postale, contabile, CAEN sau bancare

Politica de confidentialitate




Copyright © Contact (SCRIGROUP Int. 2021 )