ACADEMIA ROMÂNĂ INSTITUTUL DE MECANICA

SOLIDELOR

REZUMAT TEZĂ DE DOCTORAT

Conducător doctorat, Dr. Veturia Chiroiu

Doctorand, Ing. Mihai Valentin CIUNCANU

București 2018

ACADEMIA ROMÂNĂ INSTITUTUL DE MECANICA

SOLIDELOR

Analiza instrumentală si informatică a comportării dinamice

a izolatoarelor antiseismice elastomerice

Conducător doctorat, Dr. Veturia Chiroiu

Doctorand, Ing. Mihai Valentin Ciuncanu

București 2018

3

CUPRINS

1. Stadiul actual al cercetărilor în domeniul încercărilor parametrice al izolatoarelor antiseismice

1.1. Introducere 1.2. Stadiul actual al sistemelor antiseismice elastomerice 1.3. Stadiul actual al cercetărilor în domeniul încercărilor parametrice ale izolatoarelor antiseismice. Standuri pentru încercări la scară naturală si redusă 1.4. Scopul si obiectivele tezei

2. Acțiuni dinamice transmise clădirilor 2.1. Acțiuni dinamice transmise clădirilor: vibratii si miscari seismice 2.2. Acțiunea șocurilor asupra clădirilor 2.3. Modele dinamice structurale 2.4. Dinamica rigidului cu legături vâscoelastice discrete 2.5. Comportarea reologică a dispozitivelor elastomerice

3. Modele dinamice pentru evaluarea dispozitivelor elastomerice la solicitări impuse 3.1. Modelul Voigt-Kelvin pentru dispozitiv elastomeric excitat dinamic 3.2. Model Maxwell pentru dispozitiv elastomeric excitat dinamic 3.3. Model Hook-Maxwell (Zener) pentru dispozitiv elastomeric excitat dinamic

4. Evaluarea experimentală parametrică a comportării dinamice pentru dispozitive elastomerice

4.1. Metode experimentale pentru izolatoarele elastomerice 4.2. Proceduri pentru determinarea experimentală a caracteristicilor elastice și de amortizare la dispozitivele elastomerice 4.3. Determinări experimentale pentru izolatoarele elastomerice antivibratile 4.4. Analiza experimentală prin metode instrumentale și informatice de evaluare a performantelor 4.5. Rezultate experimentale parametrice pentru dispozitivele elastomerice antiseismice solicitate în regim dinamic

5. Concluzii, contribuții originale și direcții viitoare de studiu Bibliografie

4

CAPITOLUL 1 STADIUL ACTUAL AL CERCETĂRILOR ÎN DOMENIUL IZOLĂRII

DINAMICE ȘI AL ÎNCERCĂRILOR DISPOZITIVELOR ANTISEISMICE

1.1. INTRODUCERE

Acțiunile dinamice generate de dezastre naturale sau antropice au impus măsuri pentru

mărirea siguranței și durabilității construcțiilor expuse în zone geografice cu vulnerabilitate şi riscuri distructive ridicate.

Aceasta teză va aborda măsurile tehnice necesare pentru diminuarea efectelor cutremurelor de pământ asupra construcţiilor folosind dispozitive antiseismice.

Pentru diminuarea efectelor acțiunilor seismice, au fost adoptate soluții tehnice de izolare dinamică folosind atât reazeme elastomerice, cât și disipatoare de energie. Izolarea dinamică, fie a întregii clădiri, fie a unei părți din aceasta se realizează prin separarea părților și introducerea unei legături elastomerice menita să reducă forțele seismice.

În acest context izolarea bazei înseamnă separarea clădirii de fundaţie iar baza are sensul de porţiune care serveşte ca fundaţie a unei structuri. În acest context, sintagma “izolare seismică” este mai adecvată prin efectul fizic deoarece exprimă faptul că structura este protejată dinamic la acţiunea seismului sau cutremurului. Astfel, sintagma “izolarea bazei” reprezintă totalitatea soluțiilor tehnice adecvate pentru reducerea forţelor seismice asupra clădirii.

Pe de altă parte izolarea bazei înglobează şi dispozitivele de disipare pasivă a energiei. În zonele cu seismicitate mare forţele orizontale induse în clădire corespund unor accelerații

ale cutremurului de (0,15 - 0,30) g [51-54, 68, 91-96]. Proiectarea trebuie să utilizeze materiale cu ductibilitate ridicată. Aceasta permite

elementelor structurale să se deformeze dincolo de limita lor de elasticitate în domeniul neliniar. În acest caz apar articulații plastice, astfel încât la o creștere mică a forței sunt posibile deplasările amplificate în mod semnificativ cu pierderea stabilităţii structurale limitate [47].

Proiectarea structurală actuală a adoptat următoarele căi de abordare astfel: - asigurarea rezistenței elastice pe bază de materiale şi configuraţii geometrice. Această

metodă este scumpă, iar pentru clădiri înalte duce la forţe orizontale mari ale etajelor. - măsuri de limitare a rezistenței elastice cu suplimentarea factorului de ductibilitate.

Această abordare evită prăbușirea clădirii. Conceptul de izolare a bazei implică măsuri de reducere a acţiunilor asupra structurii clădirii

fără creșterea rezistenței. Efectele seismului pot fi controlate numai prin diminuarea mișcărilor transmise de la fundație în structura de rezistență a clădirii. Astfel se ajunge la atenuarea efectului cutremurului [13, 35, 89, 90, 118, 157].

1.2. Stadiul actual al sistemelor antiseismice elastomerice

Primele soluții tehnice cât și primele patente pentru izolarea bazei se cunosc din anii 1800.

Izolarea bazei a fost aplicată mai întâi la poduri şi mai târziu la construcții civile începând cu anii 70. Astfel, sistemul de izolare din elastomer cu miez de plumb (LRB) a fost inventat în anii 1970 și acesta a permis ca deformabilitatea mărită și amortizarea să fie cuprinse în același produs. Se menţionează faptul că au fost realizate primele dispozitive pentru izolare pe bază de elastomer.

5

Acestea nu aveau amortizare ridicată şi nici rigiditate suficiente pentru prelucrarea acţiunilor date de vânt. Dezvoltările în tehnologia elastomerilor au permis noi amestecuri care au dus la dispozitive cu amortizare mare (HDRB). Aceste amestecuri au permis elemente de izolare cu rigiditate mare la eforturi de forfecare mici, dar o rigiditate redusă la nivele de efort mai mari. Aceste elemente prezintă o curbă histerezis care are o amortizare semnificativă. În Statele Unite, la începutul anilor 1980 au fost realizate dispozitivele LRB sau HDRB [97, 130].

Încercarea la forfecare a sistemelor de izolare de la un pod vechi de peste 35 de ani a evidenţiat o creștere medie a rigidității de până la 7% iar oxidarea chimică a cauciucului a fost limitată de la 10 la 20 mm față de suprafață. Tehnologia actuală pentru a asigura rezistența la degradarea dată de oxigen și ozon a fost îmbunătățită și astfel încât sistemele de izolare să depășească durata de viață de 50 de ani. Protecția antiseismică a structurilor constă în adoptarea celor mai eficiente soluţii constând în minimizarea pagubelor materiale și salvarea vieților omenești la cutremure de mare intensitate. În acest context, rolul izolatorilor antiseismici este de a reduce acțiunea seismică prin reducerea forțelor orizontale care solicită clădirile [55-58, 159]. Aceste efecte sunt posibile în baza a două metode combinate, după cum urmează: 1. Mărirea flexibilităţii laterale prin folosirea izolatoarelor între fundație și suprastructură.

Consecinţa este creșterea perioadei pulsației proprii cu reducerea accelerației spectrale, adică a forțelor seismice;

2. Sporirea energiei disipate care asigură reducerea spectrului de răspuns simultan cu reducerea forțelor seismice.

În România, sistemele de izolare seismică sunt de tip circular sau prismatic. Astfel, un dispozitiv este alcătuit din straturi interne de cauciuc de aceeaşi grosime, cuprinsă între 5÷25 mm, fiecare alternând cu tablă de oţel. Pe baza documentului SR EN 1337-3 [158], se utilizează următoarele tipuri constructive de elemente de izolare seismică:

A – cu armătură complet acoperită cu elastomer, care cuprinde numai o placă de armare din oţel;

B – cu armătură acoperită cu elastomer. Ea care cuprinde cel puţin două placi de armare din oţel;

C – cu armătură din plăci de oţel exterioare profilate sau care permit fixarea; D – tipul B cu foaie PTFE aderentă la elastomer; E – tipul C cu o placă exterioară aderentă la elastomer şi foaie PTFE fixată de oţel; F – fără armătură şi tip bandă. Dispozitivele antiseismice HDRB au fost dezvoltate în anul 1985, la Universitatea Berkeley

iar firma ALGA a fost prima companie care a aplicat tehnologia HDRB în Europa. Acest sistem de izolare, în anul 1987, s-a aplicat pentru clădirea Telecom din Ancona, Italia.

Izolatoarele elastomerice HDRB sunt preferate din cauza avantajelor ce pot fi grupate astfel: - readucerea sistemului în poziţia iniţială; - pulsaţii proprii mici cu asigurarea gradului de izolare; - stabilitate geometrică și durabilitate la valori semnificative în timpul cutremurului cu

menţinerea integrităţii fizice.

1.3. Stadiul actual al cercetărilor în domeniul încercărilor parametrice al izolatoarelor antiseismice. Standuri pentru încercări la scară naturală si redusa

Nivelul tehnic de capabilitate a dispozitivelor antiseismice elastomerice este condiţionat de multitudinea factorilor, parametrilor şi proprietăţilor fizico-mecanice în corelaţie cu performanţa de izolare a sistemului structural (clădire şi viaduct). În acest context, etapele determinante pentru

6

atestarea conformităţii unui dispozitiv elastomeric în concordanţă cu cerinţele documentului de referinţă (normă specificaţie tehnica, fişă tehnică etc), trebuie să asigure următoarea succesiune:

1. Etapa de proiectare în care sunt stabilite principalele caracteristici geometrice, stratificarea elastomerului alternativ cu armăturile intermediare din oţel, dimensiunile straturilor de elastomer, dimensiunile plăcilor de oţel, dimensiunile de gabarit, în concordanţă cu cerinţa de izolare dinamică. Conceptul de elaborare şi definitivare a soluţiei tehnice implică faptul că elastomerul trebuie să aibă caracteristici fizico - mecanice stabilite sau să poată fi alese, iar pe de altă parte să poată fi verificate.

2. Etapa de fabricaţie care trebuie să ţină seama de procesul de producţie privind elastomerul, matriţa, sistemul de vulcanizare, controlul parametrilor în timpul vulcanizării (temperatură, presiune).

3. Etapa de încercare în fabrică numai pentru epruvete de elastomer şi apoi pentru dispozitivul la scară naturală şi numai în regim static.

4. Etapa de atestare a conformităţii care îşi urmează metodologia din standardele de referinţă EN 15124 sau EN 1337.

5. Incercările dinamice pe standuri specializate au menirea să stabilească constanţa producţiei dispozitivului pe baza parametrilor de rigiditate dinamică la forfecare şi comprimare cât şi a factorului de amortizare echivalentă cu comportamentul vâscos liniar al elastomerului. Pentru aceasta standurile realizate în SUA (San Diego, DIS) în Italia la SISMALAB, la Universitatea Basilicata din Potenţa, la Eucentre din Pavia, la ALGA din Milano, evidenţiază echipări complexe şi precise pentru evaluarea în timp real a parametrilor de forţă, deplasare şi presiune. În acest caz, în funcţie de nivelul de deformaţie (100-600) mm, forţe (300……2000) t şi frecvenţe (0,2….3,0)Hz standurile dinamice, dozele de forţă, traductoarele de deplasare, de presiune, viteză, sistemele de comandă si prelucrare sunt elemente esenţiale cu particularităţi distincte de la un stand la altul. Pentru dispozitive antiseismice de dimensiuni relativ mari cu diametrul de 400 mm şi

înălţimea de 350 mm cu deplasări laterale de cca (500….600)mm se folosesc standuri cu forţe de peste 2000 t şi la frecvenţe de (0,5….1,5) Hz unde poate fi atinsă şi starea de colaps. Acesta se atinge atunci când elastomerul se rupe în masa sa fără să se desprindă armăturile metalice la o forţă laterală ce poate genera o deplasare laterală de cca 2,5 H, unde H este înălţimea totală a elastomerului. Pentru epruvete din elastomer se folosesc standuri realizate prin modificări sau adaptări ale pieselor existente astfel încât să poată fi efectuate încercările la forţă şi deformaţie impuse de standarde [2-5, 26-31].

1.4. Scopul și obiectivele tezei

Oportunitatea tezei de doctorat constă în conceperea şi stabilirea unor soluţii tehnice de încercare rapidă şi precisă pentru soluţiile de izolare antiseismică. Aceasta ţine seama atât de situațiile reale existente cât și de cerințele reglementate privind protecția fondului construit împotriva acțiunilor seismice. Pentru aceasta conceptul de încercare obiectivă şi precisă au la bază următoarele direcţii de cercetare: caracterul aleator al acțiunilor dinamice cu echivalări deterministe în funcție de sursă. varietatea configurațiilor structurale cu posibilități reduse de simplificare și reducere la cerințele

unui model fizico-matematic. stabilirea caracteristicilor specifice sistemului real, în corelaţie cu posibilitatea de

estimare/evaluare a răspunsului seismic ţinând seama de model. soluțiile tehnice ale dispozitivelor anti-seismice destinate izolării bazei.

7

gama largă a elementelor anti-seismice pe bază de compozite elastomerice privind caracteristicile statice și dinamice.

Obiectivele majore ale tezei sunt: -evaluarea instrumentală şi informatică a sistemelor vâsco-elastice de izolare a bazei; -metode avansate de evaluare a amortizării, rigidităţii şi rezistenţei la oboseală -evaluarea răspunsului dinamic; -stabilirea parametrilor de compatibilizare a dispozitivelor cu sistemele structurale în vederea reducerii vibrațiilor transmise.

Obiectivele principale al tezei de doctorat sunt următoarele: definirea şi fundamentarea conceptului de analiză structurală a dispozitivelor antiseismice; evidențierea soluțiilor utilizate în domeniul izolării bazei cu sisteme elastice și disipative,

ţinând seama de interfața structură - izolator – teren; posibilităţi de analiza a opțiunilor de modelare matematică și simulare computerizată a

ansamblului structură - sistem de izolare - fundație și parametrii inerțiali specifici sistemelor structurale cu comportare de solid rigid;

soluții de izolare antiseismică; tipologia standurilor de încercare dinamică ; metode avansate de evaluare experimentală în timp real; răspunsul dinamic pentru modele reologice simple şi compuse; răspunsul dinamic al structurii în regim de izolare a bazei; fundamentarea sistemelor de izolare a bazei pentru structuri rigide monobloc; încercări experimentale atât în ceea ce privește comportarea în regim dinamic a structurilor

rigide cu rezemare multiplă cât şi a sistemelor individuale; evaluarea de conformitate a dispozitivelor antiseismice elastomerice;

În context, sunt analizate soluții cu aplicabilitate semnificativă, la izolarea dinamică a construcțiilor sub acțiunea seismelor, cât si a reazemelor antiseismice elastomerice la acțiuni deterministe în regim de laborator.

Rezultatele obtinute in aceasta lucrare au un prim scop evaluarea instrumentală şi informatică a sistemelor vâsco-elastice de izolare a bazei, care necesita in primul rand evaluarea amortizării, rigidităţii şi rezistenţei la oboseală, a răspunsului dinamic si a parametrilor de compatibilizare a dispozitivelor cu sistemele structurale în vederea reducerii vibrațiilor. In acest scop s-au avansat in lucrare metode de analiza care au condus la soluții originale în conceperea şi stabilirea soluţiilor tehnice de izolare antiseismică. Un prim pas a fost definirea conceptului de analiză structurală a dispozitivelor antiseismice. Studiul sistemelor de izolare a bazei pentru structuri rigide monobloc, a fost realizat prin dezvoltarea de soluții utile în domeniul izolării bazei cu sisteme elastice și disipative. Aceste solutii au aplicabilitate imediata in evaluarea teoretică și experimentală prin descrierea comportarii în regim dinamic a structurilor rigide cu rezemare multiplă cât şi a sistemelor individuale si a dispozitivelor antiseismice elastomerice.

8

CAPITOLUL 2

ACŢIUNI DINAMICE TRANSMISE CLĂDIRILOR

2.1. Acţiuni dinamice transmise clădirilor: vibratii si miscari seismice

Acţiune dinamică se defineşte încărcarea exterioară variabilă în timp care generează unei structuri, acceleraţii punctuale şi un câmp de forţe inerţiale cu efecte în starea de tensiuni şi deformaţii. Astfel, acţiunea dinamică este caracterizată de încărcarea dinamică semnificativă atunci când variaţia acesteia în timp este comparabilă cu perioadele proprii (fundamentale) de vibraţii ale elementelor sau ale structurii. Pentru încărcări, acţiunea dinamică poate degenera într-o acţiune cvasistatică, în funcţie de caracterul variaţiei lente [1, 6-11].

In acest capitol se prezintă forţele dinamice periodice și neperiodice care pot avea caracter aproape periodic (cvasiperiodic), aşa cum este cazul proceselor dinamice ca rezultat al exploziilor sau pot fi aperiodice, specifice proceselor tranzitorii, ca în cazul acţiunilor seismice.

Capacitatea structurală este apreciată pe baze normative (norme naţionale, norme europene), în funcţie de starea limită de tensiune şi deformaţii. Stările limită se împart în două categorii, după cum urmează :

a) starea limită ultimă, caracterizată prin parametrii de rezistenţă şi stabilitate, respectiv rezistenţa la oboseală, ce asigură cerinţa de exploatare;

b) starea limită a exploatării normale, exprimată prin valorile maxime ale parametrilor de rezistenţă cu întreruperea temporară şi reversibilă a condiţiilor de exploatare. Astfel pot fi definite două stări distincte ce corespund comportării instantanee şi comportării de durată.

Stările limită ale exploatării normale pot fi astfel: regimul de fisurare, influenţat de istoria în timp a solicitărilor; efectul vibraţiilor, ce influențează sănătatea ocupanţilor clădirilor; efectul dinamic asupra confortului şi a capacităţii de lucru a oamenilor în timpul

odihnei sau în timpul lucrului; efectul dinamic asupra funcţionalităţii, durabilităţii, preciziei şi integrităţii unor

aparate, instrumente sensibile. În cazul vibraţiilor periodice, armonice sau aproape armonice, criteriile de limitare a

amplitudinii sunt adecvate, fie acceleraţiilor pentru frecvenţe joase, fie vitezelor pentru frecvenţe relativ înalte.

Evaluarea vibraţiilor pe baza parametrilor combinaţi privind efectul asupra ocupanţilor, se realizeaza astfel:

1. Coeficientul de percepere a vibraţiilor. 2. Intensitatea şi nivelul vibraţiilor transmise corpului uman. 3. Nivelul vibraţiilor transmise corpului uman în funcţie de durata de expunere la vibraţii. Ca

urma a efectelor psihosenzoriale şi a rezultatelor experimentale, au fost stabilite stări limită fiziopatologice în funcţie de parametrii cinematici ai vibraţiilor, frecvenţa acestora, durata de expunere a corpului uman şi direcţia de acţiune asupra corpului uman [43-50].

Astfel se consideră acceleraţia eficace (r.m.s.) pe direcţiile triortogonale ale axelor anatomice. Direcţiile de transmitere a vibraţiilor sunt definite de axele anatomice Oxyz pentru cele trei poziţii ale corpului uman în raport cu suprafaţa vibratoare.

9

În acest caz, asupra corpului uman se reflectă efectul cumulat al vibraţiilor exprimate prin acceleraţia eficace (r.m.s.), frecvenţa medie a benzilor de frecvenţă şi durata de expunere a vibraţiilor asupra corpului uman. Corelaţia dintre acceleraţia eficace (r.m.s.), frecvenţa medie a benzilor de frecvenţă, denumită în continuare frecvenţă şi notată cu ,f durata de expunere la vibraţii este reglementată de prevederile normative ale standardului ISO–2631.

Evaluarea parametrilor combinaţi pentru aprecierea efectelor asupra clădirilor se realizeaza prin:

1. Criteriile Crandall şi Edwards-Northwood. Parametrii cinematici a- f sau v - f au condus la stabilirea unor criterii pe baza cărora pot fi acceptate limitele admisibile ale vibraţiilor clădirilor produse de explozii care au loc în imediata vecinătate [18, 55-58].

2. Intensitatea şi nivelul de tărie (severitate) al vibraţiilor transmise clădirilor. Intensitatea vibraţiilor formulată de Zeller, sau puterea cinematică poate fi utilizată pentru definirea nivelului de tărie sau, severitate a vibraţiilor transmise clădirii. Astfel, nivelul de tărie, sau de severitate, a vibra-ţiilor S se defineşte în scară logaritmică sub forma

0

10lg ZSZ

= [vibrar],

unde intensitatea de referinţă Z0 = 0,1 cm2/s3 pentru o vibraţie armonică cu frecvenţa de referinţă f0 = 1 Hz. Nivelul de tărie (severitate) al vibraţiilor transmise structurii de rezistenţă a clădirii reprezintă parametrul de sinteză ce semnifică acţiunea vibraţiilor asupra construcţiilor [59-62].

Din ansamblul surselor de vibraţii vor fi alese, pentru calcul, numai acele surse de vibraţii care generează tensiuni elastice ca urmare a deformaţiilor corespunzătoare acţiunilor semnificative exprimate prin parametrii cinematici (x, v, a). De asemenea, vor fi neglijate acţiunile datorate parametrilor cinematici (x, v, a) care generează mişcări de solid rigid pentru structura de rezistenţă a clădirii.

Mişcările seismice transmise clădirilor produc efecte dinamice grrupate astfel: – degradarea elementelor structurale şi a fundaţiilor; – pierderea stabilităţi structurilor la clădirile înalte;

– afectarea sănătăţii ocupanţilor prin rănire şi accidentare ca urmare a prăbuşirii parţiale sau totale a clădirii;

– disfuncţii severe ale instalaţiilor şi echipamentelor de energie electrică, gaze, apă; – poluare şi urmări letale cauzate de degradarea instalaţiilor cu rezervoare cu gaze şi lichide

chimice sub presiune; – degradări totale ale echipamentelor de stocare, epurare şi evacuare a deşeurilor sanitare cu

mare grad de poluare şi infestare a aerului, apei, solului. Pe baza cerinţelor din Legea nr.10/1995 şi HG 622/2004 atât produsele pentru construcţii,

cât şi alcătuirea unei clădiri supuse acţiunilor dinamice din seisme trebuie să fie astfel realizate încât să fie asigurate rezistenţa, deformaţia şi stabilitatea sub limitele admisibile stabilite în normativele de proiectare la nivel european.

În funcţie de configuraţia geometrică şi alcătuirea structurală, ţinând seama de materialele utilizate şi de zona seismică caracterizată prin spectrele seismice de răspuns, cerinţele de rezistenţă şi stabilitate vor fi cuantificate ţinând seama de următorii factori:

• forţele inerţiale produse de oscilaţiile părţilor clădirii; • valori diferite ale eforturilor interioare diferenţiate ca urmare a deplasărilor relative dintre

părţile structurale ale clădirii; • forţele de legătură în elementele de rezemare, prindere şi fixare a echipamentelor şi

instalaţiilor încorporate în construcţie;

10

• suprapresiunile şi pierderea stabilităţii în cazul lichidelor sau a materialelor pulverulente stocate în rezervoare sau containere încorporate în construcţie.

2.2. Acţiunea şocurilor asupra clădirilor

Şocurile transmise clădirilor sunt caracterizate prin efecte determinate de factori precum sursa de şocuri, evoluţia în timp a acţiunii, transmiterea şocului si natura vibraţiilor ca urmare a şocurilor perturbatoare.

Cerinţele specifice ale clădirii la acţiunea şocurilor se refera la: a. Rezistenţă şi stabilitate La acţiunile impulsive sau la efectul de şoc asupra structurilor de construcţii nu trebuie să

fie modificate semnificativ următoarele cerinţe: – integritatea structurală şi siguranţa în exploatare prin atingerea tensiunilor şi deformaţiilor

specifice maxime în limite admisibile; – durabilitatea în exploatare a structurilor; – limitarea sarcinilor dinamice prin reducerea transmisibilităţii forţei perturbatoare a acţiunii

impulsive.

b. Confort interior la zgomot şi vibraţii Zgomotul structural şi vibraţiile transmise elementelor structurale trebuie să se încadreze în

limita parametrilor cinematici stabiliţi.

c. Integritate fizică, rezistenţă şi durabilitate pentru aparatele funcţionale ale clădirii Parametrii de răspuns sub formă de forţe, acceleraţii, viteze sau deplasări trebuie diminuaţi

prin sisteme de izolare la limita admisă de funcţionalitate şi integritate a aparaturii clădirii.

d. Forţa transmisă mai mică decât forţa excitatoare impulsivă (şoc) Efectul datorat acţiunii şocului îl constituie mişcarea vibratorie excitată asupra echipamentului

sau structurii construcţiei ce recepţionează impulsul. În acest caz, entitatea materială excitată va avea mişcări vibratorii care se constituie sub forma răspunsului dinamic al sistemului [79, 80].

Acţiunea impulsivă (şocul) se poate aplica direct asupra sistemului oscilator de masă m şi rigiditate k cu transmiterea efectului dinamic asupra structurii, ceea ce face ca excitaţia impulsivă să fie de natură dinamică, denumită şoc de forţă . În situaţia în care acţiunea şocului se aplică direct bazei sistemului oscilator, atunci transmiterea efectului dinamic la echipament (ca sistem oscilator) face ca excitaţia impulsivă să fie de natură cinematică, denumită şoc de acceleraţie, unde forţa inerţială de excitaţie este Fin = mü cu acceleraţia impulsivă ü a bazei.

2.3. Modele dinamice structurale

Alcătuirea sistemelor structurale sunt alcătuite din sisteme materiale sub formă de corpuri solide (rigide sau deformabile) cu legături de natură elastică, vâscoelastică sau vâscoelastoplastică supuse acțiunilor dinamice exterioare, implică generarea de efecte inerțiale.

Comportarea dinamică a sistemelor structurale este descrisă de relații matematice parametrice. Reprezentarea în calcule a corpurilor solide (rigide sau deformabile), a legăturilor și a sistemului în ansamblul său are la bază noțiunea de sistem dinamic și noțiunea de model dinamic.

Sistemul dinamic reprezintă o abstractizare a caracteristicilor fizico-mecanice și de comportament a sistemului structural a cărei stare mecanică se modifică în timp. Astfel,orice sistem dinamic este caracterizat prin anumite proprietăți specifice calitative (inerțiale, disipative, elastice)

11

reprezentate prin valorile parametrilor măsurabili (masă, momente de inerție, coeficienți de amortizare, coeficienți de rigiditae/flexibilitate) [81-88].

Acțiunile dinamice (excitații/perturbații) sunt cauze exterioare, rapid variabile în timp, care aplicate sistemului dinamic produc modificări de stare reprezentate prin efecte dinamice inerțiale instantanee, denumite răspunsul sau reacția sistemului. Astfel, acțiunile dinamice date sunt considerate mărimi de intrare, iar răspunsurile corespunzătoare ale sistemului sunt considerate mărimi de ieșire. De asemenea, sistemul dinamic poate fi considerat o entitate fizică ce transformă o acțiune într-un răspuns, căreia îi corespunde un operator matematic ce transformă o mărime de intrare într-o mărime de ieșire. Operatorii ce caracterizează sistemele dinamice sunt clasificați după unele criterii, cum ar fi:

− sistemul de ecuații care descrie comportarea dinamică (ecuații diferențiale ordinare, ecuații cu derivate parțiale);

− natura comportării fizice (liniară/neliniară); − natura gradului de comportare previzibilă (abordare deterministă, abordare stochastică); − natura legăturilor cu alte sisteme (sistem izolat pasiv/activ, sistem cu legături

rigide/semirigide în mediul construit sau natural).

2.6. Dinamica rigidului cu legături vâscoelastice discrete

Se prezintă modelul dinamic al rigidului cu şase grade de libertate dinamică ce constau din trei coordonate liniare de translaţie X, Y, Z ale sistemului de referinţă fix OXYZ şi trei coordonate unghiulare de rotaţie ϕ x,ϕ y, ϕ în jurul axelor Cx, Cy, Cz ale sistemului de referinţă mobil Cxyz. Schematizarea evidenţiază faptul că asupra rigidului cu legături discrete elastice şi vâscoase acţio-nează sistemul de forţe dinamice exterioare kF , k = 1, 2, …, p, cupluri dinamice de momente lM , l = 1, 2, …, q, forţe potenţiale (gravimetrice şi elastice) şi forţe vâscoase proporţionale cu viteza, ce au caracter disipativ.

Mişcarea se studiază faţă de sistemul de referinţă inerţial OXYZ, considerat fix. Sistemul mobil de axe Cxyz este legat de rigid cu originea în centrul de greutate al acestuia.

Mişcarea de translaţie a centrului de greutate este descrisă de coordonatele liniare X, Y, Z faţă de sistemul fix; rotaţia rigidului este determinată de coordonatele unghiulare ϕ x, ϕ y şi ϕ z.

Pentru liniarizarea ecuaţiilor de mişcare, se consideră că rigidul vibrează cu mărimi mici, adică atât deplasările liniare (translaţii instantanee), cât şi deplasările unghiulare (rotaţii instantanee) au amplitudini mici. Aceasta permite să se adopte următoarele ipoteze de calcul:

– rotaţiile sunt comutative, ceea ce înseamnă că poziţia rezultată este independentă de ordinea rotaţiilor componente;

– deplasările unghiulare instantanee măsurate în jurul axelor ataşate rigidului Cxyz sunt egale cu unghiurile instantanee măsurate în jurul axelor sistemului fix OXYZ .

2.5. Comportarea reologică a dispozitivelor elastomerice

Considerăm sistemul vâscoelastic format, în diverse combianții, din elemente simple modelate prin schematizarea Hooke pentru comportarea pur elastică și Newton pentru comportarea pur vâscoasă [18, 135-138]

Modelul comportării elastice a unui corp unidimensional, prin schematizarea Hooke evidențiază legătura directă dintre forța F și deformația x, respectiv dintre tensiunea normală σ și deformația specifică ε .

12

Corpul unidimensional, de arie transversală S, în stare nedeformată, cu 0,F ≡ are lungimea h0 iar în stare deformată cu 0,F ≠ are ∆ h = h – h0 = x și poate fi modelat sub forma unui arc elastic Hooke sau sub forma unui corp elastic Hooke.

Schematizarea modelului vâscoelastic Voigt-Kelvin este reprezentată prin două elemente simple Hooke și, respectiv, Newton cuplate în paralel, în sistemul longitudinal de deformare. La acțiunea exterioară σ sau F aplicată se obține răspunsul sistemului sub formă ε sau, respectiv, x, astfel încât ecuația constitutivă a corpului vâscoelastic este

,Eσ = ε + ηε

iar ecuația de stare a amortizorului vâscoelastic poate fi scrisă astfel:

.F kx cx= +

Capitolul 3 MODELE DINAMICE PENTRU EVALUAREA DISPOZITIVELOR

ELASTOMERICE LA SOLICITARI IMPUSE.

3.1. Modelul Voigt-Kelvin pentru dispozitiv elastomeric excitat dinamic

Considerăm sistemul vâscoelastic Voigt-Kelvin, cu caracteristicile k, c, m, este format din: − dispozitivul elastomeric este format din n straturi separate cu armături metalice

intermediare, fiecare având k0 și c0, cu rigiditatea totală 01k kn

= și amortizarea totală 01c cn

= ;

− excitaţia de forma F (t) = F0 sinω t, unde F0 = const este amplitudinea forței excitatoare aplicate pe direcția coordonatei x ; Excitaţia de forma F (t) = m0r 2ω sinω t, unde m0r 2ω = F0 este amplitudinea forței excitatoare de „tip inerțial”, având direcția unidirecțională, pe coordonata x.

3.2. Model Maxwell pentru dispozitiv elastomeric excitat dinamic

Sistemul vâscoelastic Maxwell modelează elemente elemente elastice și vâscoase liniare discrete cu k, c . Amplitudinea forței poate fi constantă în raport cu pulsația excitatoare ω , adică F (t) = F0 sinω t sau variabilă cu ξ de tip inerțial cu mase excentrice rotitoare cu viteza unghiulară ω . 3.3. Model Hooke - Maxwell (Zener) pentru dispozitiv elastomeric excitat dinamic

Considerăm sistemul vâscoelastic Hooke-Maxwell (Zener) ce modelează materiale

elastomerice cu amortizare structurală δ = cω /k și materiale cu ζ= c/(2mp). În concluzie, pentru calculul dinamic structural real este necesară o corecție semnificativă a

amortizării vâscoase obținute în laborator, pe baza excitației cinematice armonice [139-143].

13

CAPITOLUL 4

EVALUAREA EXPERIMENTALĂ PARAMETRICĂ A COMPORTĂRII DINAMICE PENTRU DISPOZITIVE

ELASTOMERICE

Obiectul prezentului capitol îl constituie metodele experimentale și instrumentale de evaluare a elementelor amortizoare din elastomeri realizate ca izolatoare antivibratile sau izolatoare antiseismice.

Elementele din elastomeri îndeplinesc rolul de izolatoare antivibratile atunci când pe baza proprietății de elasticitate a cauciucului contribuie la evitarea rezonanței în funcționarea mașinilor și utilajelor de construcții. Rolul de amortizare corespunde diminuării amplitudinii vibrațiilor pe baza proprietății cauciucului de a absorbi și disipa prin transformare în căldură a unei părți din energia mecanică a sistemului.

În cazul utilizării ca elemente înglobate în construcții cu scopul protecției antiseismice a acestora, elementele din elastomeri îndeplinesc rolul de izolatoare antiseismice. Sistemele de izolare antiseismică sunt acele elemente care contribuie la modificarea răspunsului seismic al unei structuri prin izolarea și disiparea energiei, respectiv prin crearea unor rețineri temporare sau permanente prin conexiuni rigide [144-147].

Lucrarea conține metode instrumentale și informatice utilizate pentru încercările de laborator în vederea determinării caracteristicilor elastice și de amortizare ale izolatoarelor din elastomeri în conformitate cu cerințele documentelor de referință aplicabile:

• Standardele armonizate SR EN 1337 – aparate de reazem pentru structuri și SR EN 15129 – dispozitive antiseismice pentru elementele înglobate în construcții [159]; • Reglementările privind expunerea la vibrații SR ISO 2631 – evaluarea expunerii umane la vibraţii globale ale corpului și Directiva 2002/44/CE – cerinţele minime de securitate şi sănătate referitoare la expunerea lucrătorilor la riscurile generate de agenţi fizici (vibraţii), corelate cu specificațiile tehnice ale producătorului în cazul elementelor utilizate pentru mașini și utilaje de construcții.

Încercarea elementelor din elastomeri utilizate la izolarea sau amortizarea vibrațiilor se efectuează în două etape și modalități distincte și anume:

• încercarea cvasistatică la presă cu trasarea în timp real a diagramei caracteristice forță-deformație; • încercarea în regim dinamic cu excitator inerțial și variație a frecvenței.

Determinarea caracteristicilor elastice și de amortizare, indiferent de regimul de solicitare(cvasistatic/dinamic) se realizează prin calcul pornind de la înregistrarea diagramei de variație forță-deformație obținută în urma solicitării elementelor de amortizare în anumite condiții prestabilite.

Principalele caracteristici asociate performanțelor elementelor de amortizare din elastomeri sunt: modulul de elasticitate (longitudinal/ transversal – E/G), coeficientul de rigiditate (kb), și coeficientul de amortizare vâscoasă ( bξ ); Aceste caracteristici sunt influențate de o serie de parametri precum: amplitudinea deformației, frecvența de solicitare, temperatura de lucru, ciclurile repetate de solicitare, capacitatea de încărcare, efectul de îmbătrânire a materialului, etc.

Încercările în regim dinamic au ca scop determinarea fracțiunii din amortizarea critică (ξ ) definită ca raportul dintre coeficientul de amortizare vâscoasă (c) și coeficientul de amortizare critică

14

(c0); Metoda pentru determinarea acestui parametru este diferită funcție de modul de vibrație a sistemului elastic (vibrație liberă / vibrație forțată).

În continuare vor fi prezentate metodele de măsurare, sistemele instrumentale și informatice utilizate, precum și rezultatele probelor și determinărilor experimentale efectuate.

4.1 Metode experimentale pentru izolatoarele elastomerice

Consideram cazul incercărilor în regim cvasistatic si prezentam cateva elemente

teoretice, si anume: a) Relațiile de calcul a principalilor parametrii caracteristici pentru elementele de

amortizare din elastomeri: • modulul de elasticitate transversal (Anexa F, SR EN 1337-3 ) • modulul de elasticitate longitudinal (Anexa H, SR EN 1337-3 ) • coeficientul de rigiditate (Anexa G, SR EN 15129 ) • coeficientul de amortizare vâscoasă (Anexa G, SR EN 15129 )

b) Prelucrarea și prezentarea datelor experimentale privind încercarea cvasistatică a

elementelor din elastomeri folosind regresia liniară. Modul de prezentare a legăturii liniare dintre două variabile, atunci când aceasta există, se

numeşte metoda regresiei liniare (linear regression); Pentru aceasta se consideră una dintre variabile ca variabilă independentă sau variabilă

predictor, iar cealaltă variabilă ca variabilă dependentă sau variabilă răspuns (outcome). Legătura liniară dintre cele două variabile este descrisă de o ecuaţie liniară, ecuaţia de regresie (regression equation) căreia îi corespunde geometric dreapta de regresie (regression line).

Ca metodologie, variabila dependentă se distribuie pe axa ordonatelor, în timp ce variabila independentă se distribuie pe axa absciselor. Ecuaţia dreptei de regresie se stabileşte pe baza metodei “celor mai mici pătrate” (least squares method) care, intuitiv, minimizează distanţa între punctele reprezentate de perechile de date/observed values şi punctele corespunzătoare de pe dreaptă/fitted values (obţinute pe verticalele corespunzătoare). Această distanţă se numeşte reziduu (residual). O eroare standard mare arată că valorile observate sunt la distanţă de dreapta de regresie şi deci aceasta este mai puţin reprezentativă pentru datele reale. În consecinţă şi valorile prognozate sunt afectate de erori mai mari. In cazul dinamic prezentam 3 metode de analiza.

4.2 Proceduri pentru determinarea experimentală a caracteristicilor elastice și de amortizare la dispozitivele elastomerice

In cazul incercărilor în regim cvasistatic (metoda de lucru) consta in : a) Sistemul de testare (aparatura,echipamente plus parametrii de lucru) − presa mecanică + indicator deplasare (comparator): forța de încărcare, viteza de încărcare,

precizie determinare deplasare, precizie determinare forțe; − presa electronică (sistem de măsurare cu traductori integrați): regimul de solicitare (forța

încărcare, viteza încărcare, tip solicitare: statică/dinamică), incertitudinea de măsurare parametri proces.

b) Procedura de lucru (etape proces)

15

1. Stabilire condiții de încercare: forța și viteza de încărcare, deplasarea/ deformația maximă pentru încercare, numărul necesar de epruvete testate pentru nivelul de încredere necesar; reglaje (etalonare / calibrare) sistem de testare și estimarea incertitudinii de măsurare;

2. Pregătire încercare (cca. 4 cicluri succesive încărcare-descărcare pentru micșorarea sau normalizarea influenței histerezisului mecanic);

3. Testare propriu-zisă și înregistrarea datelor forță-deformație; 4. Prelucrare statistică a datelor folosind regresia liniară

− ordonarea datelor în două seturi (forță, deformație) și stabilirea dreptelor de regresie considerând cele două valori ca variabile independente/dependente în mod alternativ (dreapta de regresie X/Y, dreapta de regresie Y/X );

− estimarea parametrilor statistici (medie, abatere medie pătratică, nivel de încredere, interval de încredere) și a coeficientului de corelație între cele două seturi de date, corespunzător celor 2 drepte de regresie;

− trasarea caracteristicii forță-deformație pe baza valorilor medii estimate anterior; 5. Determinarea coeficientului de amortizare vâscoasă echivalentă (ξ ) ≡ factor de amortizare

− determinarea analitică (software specializat) a ecuațiilor asociate curbelor de încărcare, respectiv descărcare și calculul ariilor corespunzătoare energiei disipate pe ciclul de solicitare (∆W), respectiv energia consumată pentru obținerea deformației maxime (∆B);

− calcul coeficientului de amortizare vâscoasă echivalentă conform relației:

12 4b

WgB

∆ξ = =

π ⋅∆; unde: g - coeficientul de amortizare histeretică;

− calculul coeficientului de amortizare vâscoasă echivalentă se poate face și pe baza relației de definiție precizată în Anexa G, SR EN 15129;

La incercări în regim dinamic, metoda de lucru consta in : a) Sistemul de testare (aparatura,echipamente + parametrii de lucru) − stand experimentare specializat: tip solicitare (compresiune/ forfecare), regim de

solicitare dinamică (forțe perturbatoare, amplitudine și frecvență vibrații, direcție de aplicare a forțelor perturbatoare, masa părții mobile);

− lanț aparate de măsura pentru achiziția și prelucrarea semnalelor: accelerometru piezoelectric tip 4506 B 003 Bruel&Kjaer, placa de achiziție Ni USB-9162 și analizor digital construit pe platforma programului LABVIEW, respectiv: traductor inductiv de deplasare HBM tip WA 20 asistat de un sistem de achiziție SPIDER 8 și softul specializat CATMAN; lanț aparate de măsura în varianta: traductor inductiv de deplasare HBM tip WA 20, sistem de achiziție SPIDER 8 și software specializat CATMAN.

b) Procedura de lucru (etape proces)

Metoda decrementului logaritmic (vibrație liberă amortizată)

1. Determinarea coeficientului elasticitate (k) pentru sistemul mecanic considerat; 2. Aplicare impuls inițial asupra sistemului mecanic ( forța unidirecțională cu o valoare prestabilită ) și înregistrare oscilogramă x = f(t); 3. Pe baza oscilogramei se determină mărimea pseudo-perioadei TP ca medie corespunzătoare unui număr minim de 3 pseudo-pulsații, și un set de minim 4 elongații maxime succesive situate la un interval egal cu mărimea pseudo-perioadei TP;

16

4. Se calculează valoarea medie a rapoartelor elongațiilor determinate anterior, stabilind astfel valoarea decrementului logaritmic ce caracterizează amortizarea vibrațiilor 5. Se calculează valoarea coeficienților de amortizare c și respectiv c0, după care se determină valoarea factorului de amortizare ξ

Verificare experimentală: Cunoscând prin măsurare directă în cadrul testului valorile următorilor parametri: forța inițial aplicată (impuls inițial), viteza de deformare și coeficientul de elasticitate pentru elementul elastic, se poate determina prin calcul valoarea coeficientului de amortizare.

Metoda punctelor de semiputere (vibrație forțată cu amortizare vâscoasă)

1. Înregistrare oscilogramă pentru vibrațiile forțate și determinarea zonei de funcționare în regim staționar;

2. Utilizarea unui software pentru trasarea automată a curbei de rezonanță corespunzător funcționării în regim staționar ( ξ = constant);

3. Determinarea lățimii benzii de rezonanță (abscisa punctelor de semiputere definite anterior) pentru care se regăsește valoarea maximă a amplitudinii vibrației ( maxX );

4. Calculul valorii factorului de amortizare ξ (fracțiunea din amortizarea critică).

5. După caz, se poate determina valoarea coeficientului de amortizare (c), pornind de la relația de definiție a factorului de amortizare ξ , pentru care se calcula cu ușurință valoarea coeficientului de amortizare critică (c0), pe baza coeficientului de rigiditate (k).

6. Pot fi determinați și alți parametri care caracterizează răspunsul staționar al sistemului elastic.

4.3. Determinări experimentale pentru izolatoarele elastomerice antivibratile

Pentru reducerea vibrațiilor transmise omului pe durata lucrului cu un compactor vibrator CVA10, s-a adoptat soluția unui sistem de amortizare compus din 8 elemente din cauciuc amplasate între ruloul vibrator și șasiul anterior pe care e amplasat postul de comandă al mecanicului operator.

Izolatorul amortizor din cauciuc (figura 1) utilizat în cadrul sistemului de amortizare este compus din două armături metalice exterioare și o armatură intermediară, între care se afla două straturi de cauciuc. Aderenta necesară dintre cauciuc și armaturile metalice s-a realizat prin tratarea chimica a acestora, iar vulcanizarea s-a făcut la temperaturi și presiuni optime stabilite pentru fiecare amestec de cauciuc prin tehnologia specifică pentru elementele vulcanizate. Izolatoarele amortizoare sunt dispuse la capetele axului ruloului vibrator în două grupuri a câte patru tampoane fiecare.

Pentru aceeași formă constructivă (configurație geometrică și dimensională neschimbată) au fost elaborate patru amestecuri de cauciuc (AB4a, AB9, AB22 și AB31) sensibil diferite atât din punctul de vedere al compoziției chimice, cat și a proprietăților fizice (duritate Shore). Din aceste materiale au fost realizate patru seturi a cate opt elemente amortizoare. Tehnologia de execuție a amortizoarelor a fost concepută astfel încât sa poată fi ușor asimilată la unitățile de prelucrare a cauciucului pentru produse de serie.

17

Fig. 1 Dispozitiv elastomeric antivibratil cu armatura interioara.

Principalele caracteristici ale amortizorului de cauciuc sunt următoarele:

Încercări în regim cvasistatic (metoda instrumentală)

Pentru încercarea cvasistatică se utilizează o presa mecanică cu prelucrarea rezultatelor prin observare directă. în cadrul acestei încercări se determinaă caracteristica forță - deformație, în baza căreia se pot aprecia atât gradul de linearitate sau zonele pentru care caracteristica este lineară, comportarea neliniară cât și bucla histerezis la proba repetată de încărcare - descărcare.

Încercarea s-a efectuat cu o viteza de încărcare de 5 mm/min, iar pasul deformației, citit pe cadranul comparatorului, a fost de 1mm. Forțele corespunzătoare deformației au fost citite direct pe cadranul indicator al presei.

Caracteristica forță-deformație a fost trasată pentru o deformație totală de 10mm a elementului amortizor. Înainte de înregistrarea valorilor efective forță-deformație, elementele amortizoare din cauciuc au fost supuse la patru cicluri consecutive încărcare-descărcare, în vederea micșorării buclelor de histerezis mecanic de început.

Prelucrarea datelor s-a realizat în două feluri: pe elemente de cauciuc și pe grupe de elemente de cauciuc. în ambele cazuri s-a folosit același procedeu de prelucrare a datelor pe baza unui program de calcul specializat .

Având în vedere caracterul liniar pronunțat al dependentei dintre forțele aplicate și deformațiile elementelor de cauciuc, au fost stabilite regresiile liniare pentru fiecare set (populație) de date experimentale.

In cadrul prelucrării datelor au fost urmărite armatoarele scopuri: − stabilirea dreptelor de regresie − calculul principalilor parametrii statistici − estimarea parametrilor și a corelației între forte și deformații

Prezentarea datelor și a rezultatelor prelucrărilor se face, pentru fiecare set de date, printr-o fisă de calcul și o reprezentare grafică în coordonate X,Y (deformații, forțe) conținând dreptele de regresie (culoarea albastră corespunzător regresiei Y/X, culoarea roșie corespunzător regresiei X/Y), și dispersia punctelor experimentale de coordonate XK , YK . Încercări în regim dinamic (metode instrumentale)

Conform documentelor de referință se impune determinarea coeficientului de rigiditate dinamic a izolatoarelor din cauciuc.

18

În cadrul ICECON S.A. s-a conceput, proiectat și realizat un stand pentru încercarea la vibrații a elementelor amortizoare de cauciuc, astfel încât sa se reproducă cât mai fidel condițiile de solicitare mecanică specifice funcționării utilajului.

Standul are în componența sa un vibrator unidirecțional (poz.2) de 3000daN, acționat de un motor electric asincron (poz.1) de 7,5kW la 1500rot/min, prin intermediul unei transmisii cu curele. Vibratorul se află montat pe o placă circulară prevăzută cu găuri ovale, astfel încât să poată permite reglarea poziției acestuia față de steaua superioară (poz.4).

Elementele amortizoare (poz.7) sunt prinse între două bacuri semicirculare identice (poz.6) pe a căror circumferință se află practicate găuri filetate, inclinate la 15°, astfel încât sa permită atingerea stărilor extreme și intermediare de solicitare ϕ∈ [ 0,90°] (figura 2).

Fig. 2. Stand de incercare dinamică rapidă. 1- motor electric; 2 –vibrator 3000daN; 3- bulon filetat; 4- suport superior; 5-doza tensometrică (forța

2000daN); 6- bacuri de prindere;7-amortizor; 8 - suport inferior

Măsurarea forței atât la intrarea, cat și la ieșirea din amortizor se realizează cu ajutorul dozelor tensometrice 5. Axele geometrice ale dozelor coincid cu planul de simetrie transversal al grupului circular bacuri-amortizor.

Pentru măsurarea deplasării relative dintre partea mobilă și partea fixă (deformație relativă a cauciucului pe direcția vibrației) s-a folosit un traductor inductiv.

19

a b

Fig. 3. Detalii constructive și de montaj ale standului. Construcția cu cele trei brațe echilibrate orientate simetric la 120° în plan orizontal permite

eliminarea unui ghidaj central, ca și frecările dintre partea fixă și cea mobilă a standului. Caracteristicile tehnice și constructive ale standului sunt: Schema lanțului de măsurare este dată în figura 4, iar în figura 5 este dată schema circuitului de măsurare: traductor inductiv deplasări – amplificator cu frecvența purtătoare

Fig 4. Schema fluxului de masurare pentru determinarea caracteristicilor elementelor amortizoare din elastomeri; componenta: 1-doze tensometrice tip Philips pentru forte de 2000daN; 2-placa metalica de baza a tamponului de cauciuc; 3-tampon de cauciuc (element amortizor); 4-traductor inductiv pentu deplasari IWT 302; 5-amplificator cu frecvența purtătoare N2302; 6-oscilograf cu 8 canale LS1

Măsurarea forțelor la intrarea și ieșirea din tamponul de cauciuc (poz.3) se realizează cu

ajutorul unor doze tensometrice (poz.1) introduse în circuitul de măsura al unui amplificator cu frecvență purtătoare (poz.5). Măsurarea deformației elementului de amortizare se realizează cu ajutorul unui traductor inductiv cu contact (poz.4), introdus de asemenea în circuitul de măsurare al amplificatorului cu frecvența purtătoare. Pentru prelucrarea ulterioară a datelor experimentale,

20

valorile instantanee ale forței și deformației sunt înregistrate pe hârtia unui oscilograf cu mai multe canale (poz.6).

Etalonarea dozelor tensometrice pentru forțe s-a realizat cu ajutorul unei prese cu precizia de ± 5 daN.

Fig. 5. Schema circuitului de măsurare al traductorului inductiv pentru deplasări cu amplificator cu

frecvența purtătoare; componenta: E-semipuntea formata de bobinele traductorului; I-semipuntea interioara de echilibrare a amplificatorului; A-amplificatorl D-demodulator; G-generator de frecvența purtătoare; U-

aparat indicator

În prealabil a fost efectuată și etalonarea internă a amplificatorului N2302 prin generarea unui semnal electric echivalent de ± 200 µm/ m. Întrucât constanta traductorului rezistiv utilizat K era diferită de valoarea 2, stabilirea indicației prin reglarea sensibilității punții s-a făcut la valoarea ε*et data de relația:

2*et etkε = ⋅ ε .

unde εet este valoarea semnalului de etalonare înscrisă pe comutator.

Cu ajutorul oscilografului tip 8 LS 1 s-au înregistrat simultan cele 3 semnale (2 semnale de forte și un semnal de deplasare), folosindu-se galvanometre cu frecvența proprie f0=1000Hz.

Determinarea caracteristicilor de amortizare la vibrația forțată cu amortizare vâscoasă prin metoda rezonanței la încărcare și descărcare

Pentru determinarea coeficienților de rigiditate a elementelor amortizoare s-a adoptat metoda rezonanței la încărcare și descărcare. Pentru ca metoda sa fie cat mai precisă s-a utilizat modelul unui sistem cu un grad de libertate acționat de o forță perturbatoare cu amplitudinea variabilă de forma:

20 sinP m r t= ω ω ;

unde m 0 r este momentul static al masei excentrice; ω este viteza unghiulară.

Prin încărcarea sistemului la forța perturbatoare maximă de 3000daN, frecvența de 48Hz și amplitudinea de 0,8mm, condițiile de încercare au fost suficiente atât pentru a testa comportarea elementelor de cauciuc, atât în regim de lucru staționar (ω =constant), cât și în regim tranzitoriu, prin descărcarea sistemului de la ω = 302 s-1 la ω = 0.

21

Trecerea în rezonanță a fost marcată prin creșterea pronunțată a amplitudinii (deformația relativă a cauciucului cuprins între armătura fixă și cea mobilă) .

Deoarece tehnica de măsurare permite determinarea directă a perioadei de rezonanță Trez, este mai comod sa scriem o relație operantă sub forma:

22

dim 2

4

rez

K m nT

π= −

.

Grupul de amortizoare este format dintr-un sandwich de cauciuc (26,27,30 legate în paralel) cauciuc AB31; unghiul ϕ = 0 ° (forfecare); încărcarea statică totală 360 kg. Faza: descărcare de la ω regim la ω=0 ca rezultat experimental.

Determinările experimentale s-au făcut în trei poziții de încărcare și anume: la compresiune (ϕ = 0), la forfecare (ϕ = 90°) și pentru o poziție intermediară (ϕ = 90°) corespunzător unei soluții posibile de montaj în sistem.

Legătura între coeficientul de rigiditate kϕ pentru un unghi oarecare ϕ și coeficienții de rigiditate pentru compresiune kc și pentru forfecare kf , este data de relația:

2 2cos sinc fk k kφ = φ+ φ . Standul de încercare s-a conceput astfel încât sa se poată face determinări pentru coeficientul

de rigiditate la cel puțin trei unghiuri diferite, în scopul verificării abaterilor rezultate cu ajutorul relației de mai sus.

Rezultate experimentale (date de sinteză)

Pentru fiecare calitate de cauciuc s-au analizat comparativ valorile obținute experimental și cele rezultate din calcul pentru coeficientul de rigiditate static, observându-se o bună concordanță, abaterea maximă relativă fiind de -11%.

Analiza rezultatelor experimentale privind determinarea coeficienților de rigiditate dinamică a elementelor izolatoare de cauciuc conduce la concluzia ca rigiditatea dinamica variază odată cu modificarea unghiului de așezare respectându-se relația între coeficienții de rigiditate la compresiune și forfecare.

Coeficienții de rigiditate ating valorile cele mai ridicate la compresiune (ϕ=0°) și cele mai scăzute la forfecare (ϕ=90°). Folosirea elementelor izolatoare din cauciuc la unghiul ϕ=60° oferă posibilitatea realizării unui coeficient de rigiditate corespunzător unei bune izolări (influenta forfecării) și a unei rezistente mecanice mai ridicate (influența compresiunii) decât în cazul forfecării.

Condițiile de încercare dinamică în regim staționar pentru vibrații au fost date de: forța perturbatoare maximă de 3000daN, frecvența vibrațiilor de 48Hz iar amplitudinea variabilă, după tipul de solicitare și al amestecului de cauciuc – coeficienții de rigiditate dinamică ai elementelor amortizoare. Determinarea caracteristicilor de amortizare la vibrația liberă amortizată prin metoda decrementului logaritmic

Pentru vibrația liberă amortizată a sistemului s-a utilizat același stand descris anterior, căruia i s-a imprimat un impuls de jos în sus în centrul stelei superioare, cu ajutorul unui ciocan de 5 kg. Semnalul captat de traductorul inductiv a fost amplificat și înregistrat pe hârtie sensibilă la radiații ultraviolete.

22

Rezultate experimentale (date de sinteză)

Din analiza rezultatelor experimentale se constată următoarele:

a) Decrementul logaritmic al vibrației libere creste odată cu creșterea unghiului de așezare de la 0° (compresiune) la 90° (forfecare), la mărcile AB31 și AB4a, iar la AB22 scade, în timp ce la AB9 scade pe intervalul ϕ ∈ ( 0 , 60°) și crește pe intervalul ϕ ∈ (60°,90°) cu un minim la 60°.

b) Factorul de amortizare n scade odată cu creșterea unghiului ϕ ∈ (0°,90°) la mărcile AB31 și AB22, iar la AB9 creste, în timp ce la AB4a scade pentru ϕ ∈ (0°,60°) și crește pentru ϕ ∈ (60°,90°) cu un minim la 60°.

c) Fracțiunea din amortizarea critică ξ , creste odată cu unghiul ϕ ∈ (0°,90°) la mărcile de cauciuc AB31, AB9 și AB4a în timp ce la marca AB22 scade.

Din punctul de vedere al eficienței amortizării, având în vedere condițiile identice de încercare precum și identitatea formei constructive a elementelor izolatoare, se constată că mărcile AB4a și AB22 la unghiul ϕ =60° (corespunzător modului de instalare pe utilaj) asigură cei mai mari coeficienți de amortizare vâscoasă – c , factori de amortizare – n, precum și cele mai mari valori ale fracțiunii de amortizare critică ξ. Determinarea caracteristicilor de amortizare la vibrația forțată cu amortizare vâscoasă prin metoda raportului între amplitudinile de oscilație la rezonanță și regim staționar

Se consideră sistemul din figura 6, unde forța unidirecțională este dată prin relația:

20( ) cosf t m r x t= ω ω ,

iar ecuația diferențială a mișcării este:

20

i trmx cx kx m e ω+ + = ω .

Fig. 6. Schematizarea modelului histeretic excitat inerțial.

Soluția staționară va conduce la amplitudinea complexă a deplasării sub forma: 2

02 ˆ

1 2 im rx x e

m iφΩ

= ⋅ = ⋅ α−Ω + ⋅ ξ Ω

.

Prin măsurarea amplitudinii la rezonanță (Ω =1), poate fi determinată fracțiunea din amortizarea critică cu formula:

0 12 2

stationar

rez rezonanta

m r Am x A

ξ = ⋅ =⋅

.

23

4.4 Analiza experimentală prin metode instrumentale și informatice de evaluare a performantelor

Încercări pe stand cu excitație inerțială cu frecvență ridicată (regim dinamic)

Determinarea fracțiunii din amortizarea critică (ξ ) prin metoda curbei de rezonanță obținută prin creșterea liniară a frecventei vibrogeneratorului

Principiul metodei Metoda se bazează pe evoluția sistemului de izolare seismică intr-un domeniu frecvențial ce

include regimul de rezonanță și asimilarea înfășurătoarei semnalului de deplasare cu o curba de rezonanță. Determinarea constă în variația liniară a frecvenței motorului de acționare și corelarea evoluției semnalului de deplasare cu frecvența excitatorului dinamic. În acest sens trebuie respectată condiția ca pornirea motorului și startul înregistrării semnalului de deplasare sa fie sincrone. Astfel fiecărei valori temporale i se va asocia o valoare a frecventei de vibrație a sistemului.

Se urmărește determinarea raportului de amortizare (ξ ) cu formula:

2 2M m

r r

f f ff f

∆ −ξ = =

⋅ ⋅ ,

unde fr este frecvența vârfului de rezonanță Ar; ∆f diferența dintre frecventele punctelor de semiputere fM și fm definite de amplitudini egale cu 0,707×Ar și simetrice față de vârful de rezonanță.

Rezultă ca raportul de amortizare ξ se poate calcula pe baza coordonatelor temporale ale vârfului de rezonanță și a punctelor de semiputere determinate din semnalul de deplasare captat sincron cu pornirea motorului de acționare.

Pentru aplicațiile care presupun un domeniu de frecvențe larg (ex. frecvența înaltă de rezonanță a sistemului ) se poate face baleierea unui domeniu de frecvențe restrâns, între o frecvență inițială F0 și o frecvență finală F, astfel încât capacitatea sistemului de stocare sa fie compatibilă cu volumul de date captat. Aceasta situație este exemplificată în figura 2 iar noua formulă de calcul devine:

( )0

,2

M m

r

t tF

K t

−ξ =

⋅+

unde F0 este frecvența inițială de la care începe înregistrarea sincrona a semnalului; F frecvența finala la care se oprește înregistrarea sincrona a semnalului; tr , tM , tm coordonatele temporale ale vârfului de rezonanță și a punctelor de semiputere; ( )0 K F F T= − .

Proceduri de lucru Pentru variația turației motorului de acționare a vibrogeneratorului a fost folosit un variator

de frecvență tip SV075IG5A-4 a cărui caracteristică “frecvență-timp” F(t) este liniară. Trasarea caracteristicii F(t) a invertorului a fost făcută în cadrul laboratorului, rezultând diagrama din figura 14, care evidențiază o buna liniaritate a acesteia.

În cadrul acestei metode, pentru captarea și stocarea semnalului de deplasare au fost utilizate două lanțuri de aparate:

Varianta 1: accelerometru piezoelectric tip 4506 B 003 Bruel&Kjaer, placa de achiziție Ni USB-9162 și analizor digital construit pe platforma programului LABVIEW. Modul de lucru: 1. Se face o înregistrare inițială a semnalului de deplasare prin baleierea unui domeniu de frecvente care sa aducă sistemul studiat în zona postrezonanță. Fenomenul de rezonanță fiind vizibil pentru aplicația noastră, aducerea sistemului în postrezonanță se poate executa ușor, prin creșterea manuală

24

a frecvenței invertorului, până la atenuarea efectului rezonanței. Semnalul astfel captat, este necesar pentru determinarea aproximativă a frecvenței de rezonanță printr-o analiză spectrală grosieră. 2. Cunoscându-se valoarea aproximativă a frecvenței de rezonanță, decelate în prima etapă, se alege un domeniu de frecvențe care sa includă, relativ central, frecvența de rezonanță; 3. Se alege un timp de baleiere care sa asigure trecerea sistemului prin zona rezonanței într-un timp de ordinul secundelor; 4. Se captează și se prelucrează semnalul urmărindu-se vizualizarea zonei de rezonanță și decelarea coordonatelor temporale ale vârfului de rezonanță și a punctelor de semiputere; 5. Se aplică formula de calcul corespunzătoare. Baleierea domeniului de frecvente s-a făcut cu pornire din zero. Varianta 2: traductor inductiv de deplasare HBM tip WA 20 asistat de un sistem de achiziție SPIDER 8 și softul specializat CATMAN al aceluiași producător. Modul de lucru:

1) Se face baleierea manuală a unui domeniu de frecvențe care să asigure manifestarea vizibilă a fenomenului de rezonanță, stabilindu-se astfel o frecvența maximă de interes;

2) Se face baleierea automată pe domeniul de frecvențe stabilit anterior, pentru diverse intervale de timp, cu vizualizarea semnalelor de deplasare până la evidențierea clară a zonei de rezonanță;

3) Se consemnează coordonatele temporale ale vârfului de rezonanță și a punctelor de semiputere;

4) Se aplică formula de calcul corespunzătoare

Rezultate:

Baleierea domeniului de frecvențe s-a făcut cu pornire de la o frecvența prestabilită. Testele pentru M0 și M1 au fost făcute în intervalul 5-8 Hz (F0=5Hz) și timpul de baleiere 14s, iar pentru M2 între 4-8 Hz (F0=4Hz) și timp de baleiere 14s.

b. Determinarea fracțiunii din amortizarea critică (ξ ) prin metoda raportului amplitudinilor vibrațiilor în rezonanță – regim staționar

a) Principiul metodei Relația de calcul pentru determinarea raportului de amortizare ξ este:

2

stationar

rezonanta

AA

ξ =⋅

.

Pentru determinarea amplitudinilor deplasării la rezonanță și în regim staționar, au fost folosite mai multe metode. Prima metodă folosită s-a bazat pe analiza spectrală a semnalului captat cu un accelerometru piezoelectric tip 4506 B 003 Bruel&Kjaer și placa de achiziție Ni USB-9162. Pentru analiza spectrală s-a folosit un analizor digital construit pe platforma programului LABVIEW. Modul de lucru a constat în baleierea cu ajutorul unui invertor tip SV075IG5A-4 a unui domeniu de frecvențe care să includă zona frecvențială de rezonanță și de regim stabilizat, urmată de analiza spectrală semnalului în aceste doua zone de interes. Rezultatele au fost nesatisfăcătoare datorită complexității semnalului în zona de rezonanță (frecvență și amplitudine continuu variabile) ceea ce a condus la rezultate nerepetitive și necorelate cu metoda punctelor de semiputere.

Ca urmare, s-a căutat o metodă pentru determinarea exactă a frecvenței de rezonanță fr , cu scopul determinării Ar prin menținerea staționară a sistemului în acest regim. Astationar se determină prin aducerea sistemului în regim staționar la o frecvență definită ca fiind: fstationar = 3fr .

25

Determinarea frecvenței de rezonanță fr , a fost realizată prin următoarea metodă: − Semnalul de deplasare generat de un traductor inductiv HBM tip WA 20 se vizualizează cu

ajutorul sistemului de achiziție și prelucrare SPIDER 8 - CATMAN pentru cazul baleierii unui domeniu de frecvente care include și depășește zona de rezonanță.

− Aducerea sistemului în zona de lucru postrezonanță se face prin comandarea manuală a invertorului, frecvența fiind crescută treptat până la manifestarea vizibilă a fenomenului de rezonanță și apoi până la stingerea ușoară a acestor efecte.

− Semnalul astfel obținut prezintă o creștere specifică în zona rezonanței, urmată de o scădere cu atât mai accentuată cu cat frecvența de lucru în zona de postrezonanță este mai mare.

− Încercările se reiau în mai multe etape, fiecare fiind însoțită de scăderea în cuante a frecvenței maxime comandate invertorului.

− Efectul scăderii frecvenței maxime comandate se concretizează în aspectul diagramei deplasare-timp prin scăderea pantei în zona post rezonanță și stabilizarea amplitudinii la valori din ce în ce mai apropiate de maximul frecvenței de rezonanță.

Frecvența de rezonanță se consideră ca fiind prima frecvență din seria cuantelor descrescătoare, pentru care amplitudinea semnalului de deplasare se stabilizează la un palier egal cu amplitudinea la rezonanță. Aceasta frecvență constituie informația de bază pentru determinarea raportului de amortizare ξ .

b) Proceduri de lucru : Cunoscându-se frecvența de rezonanță, se pot determina prin diverse metode amplitudinile

Ar și Astationar necesare pentru calculul raportului de amortizare. Procedura este comuna, putând diferi doar lanțurile de aparate utilizate și constă în următoarele etape: 1) Se stabilește frecvența de rezonanță fr conform metodei descrise anterior; 2) Se comanda funcționarea invertorului la frecvența fr și se determina Ar; 3) Se comandă funcționarea invertorului la frecvența fstationar = 3fr și se determină Astationar; 4) Se calculează raportul de amortizare.

Determinarea Ar și Astationar s-a făcut prin mai multe metode: Varianta 1: Utilizarea lanțului de aparate compus din: accelerometru piezoelectric tip 4506 B 003 Bruel&Kjaer, placa de achiziție Ni USB-9162 și analizor digital construit pe platforma programului LABVIEW. In cadrul acestei metode s-a făcut captarea semnalelor obținute la fr , fstationar iar determinarea Ar și Astationar s-a făcut prin doua procedee:

a) analiza spectrala a celor doua semnale; b) determinarea amplitudinilor din evoluția în timp a celor doua semnale.

Varianta 2: Utilizarea lanțului de aparate compus din: traductor inductiv de deplasare HBM

tip WA 20 asistat de un sistem de măsurare și achiziție SPIDER 8 – CATMAN. Sistemul de măsurare SPIDER 8-CATMAN, neavând posibilitatea efectuării unei analize

spectrale, Ar și Astationar au fost obținute ca valori de vârf din diagramele semnalelor de deplasare pentru regimurile de lucru la frecvențele fr și fstationar.

Frecventele fr și fstationar consemnate în tabel, sunt frecvențele comandate invertorului și includ alunecarea motorului electric.

Varianta 3: Utilizarea analizorului analogic Bruel & Kjaer compus din vibrometru tip 2511 și filtru tip 1621.

26

În cadrul acestei metode determinarea Ar și Astationar s-a făcut prin citirea directă pe scalele analogice ale analizorului a deplasării la cele doua frecvențe de interes (fr și fstationar). S-a utilizat un accelerometru Bruel & Kjaer tip 4371. Precizia acestei metode este influențată de erorile inerente de citire specifice analizorului analogic.

Determinarea fracțiunii din amortizarea critică (ξ ) prin metoda decrementului logaritmic

Principiul metodei Cu ajutorul lanțului de aparate compus din: traductor inductiv de deplasare HBM tip WA 20,

asistat de sistemul de măsurare, achiziție și prelucrare SPIDER 8 – CATMAN, se trasează diagramele deplasării pentru oscilația liberă a sistemului excitat prin lovirea centrală cu un ciocan cu masa de 2 Kg. Procedura de lucru

1) Înregistrare oscilograma sistemului rezultată în urma aplicării impulsului inițial; 2) Pe baza oscilogramei se determină mărimea pseudoperioadei TP si se calculează valoarea

decrementului logaritmic (viteza de amortizare a vibrațiilor libere); 3) Se calculează valoarea coeficienților de amortizare c și respectiv c0, după care se determină

valoarea factorului de amortizare ξ ; relațiile de calcul utilizate sunt:

2P

c mTλ

= ; 0 2c km= ; 0

cc

ξ = .

Rezultate:

a) b)

c)

Fig. 7. Oscilogramele înregistrate corespunzător celor 3 situații de încărcare ale sistemului (vezi

tabel 4.15).

Determinarea fracțiunii din amortizarea critică (ξ ) prin metoda “elipsei” – diagrama forță – deplasare F(d)

Principiul metodei

27

Pentru trasarea elipsei F(d) a fost utilizat sistemul de achiziție și prelucrare SPIDER 8 – CATMAN, un traductor inductiv tip WA 20 HBM și o doză tensometrică executată cu tehnologie proprie.

In limitele performanțelor sistemului de prelucrare CATMAN utilizat, au fost trasate curbele F(d) care au fost interpretate ca atare, fără nicio prelucrare numerică complexă. Planimetrarea curbei s-a făcut prin asimilarea acesteia cu o elipsă pură pentru care aria a fost calculată cu formula S2 = πab (unde a și b sunt semiaxele elipsei).

Coordonatele geometrice necesare pentru calcule în vederea determinării raportului de amortizare ξ,au fost obținute prin măsurarea directă la scara oferită de diagramele înregistrate. Procedura de lucru

1) înregistrare diagramă forță-deplasare pentru situațiile caracteristice de lucru; 2) determinarea grafică a elementelor necesare pentru calculul factorului de amortizare ξ ; 3) aplicarea relației de calcul pentru determinarea factorului de amortizare.

4 el

WW

∆ξ =

π.

unde W∆ este este capacitatea de disipare a energiei (aria cuprinsă în interiorul elipsei); elW energia disipata maximă (aria cuprinsă în interiorul triunghiului definit de semiaxa elipsei și punctul de coordonate Fmax, dmax considerând originea sistemului de coordonate identică cu centrul elipsei ).

Rezultate:

a)

b)

c)

Fig.8. Diagramele forța-deformație (“elipsele”) înregistrate corespunzător celor 3 situații de

încărcare ale sistemului – solicitarea de forfecare (vezi tabel 4.16).

28

a) b)

c)

Fig. 9. Diagramele forța-deformație (“elipsele”) înregistrate corespunzător celor 3 situații de

încărcare ale sistemului – solicitarea de compresiune (vezi tabel 4.17).

Încercări la presa cu excitație cinematică oligociclică (regim cvasistatic)

Rezultate experimentale

Pentru încercarea la presă cu excitaţie cinematică oligociclică au fost efectuate teste pe 4 tampoane de cauciuc (denumite în continuare probe) cu aceleaşi dimensiuni caracteristice. Au fost înregistrate 5 cicluri de încărcare-descărcare pentru fiecare probă în parte. După aceea se repetă modul de încercare pentru aceleaşi 4 probe de cauciuc montate în paralel. Astfel, rezultă 5 situaţii de încercare (Proba 1, Proba 2, Proba 3, Proba 4 şi Proba 1+2+3+4 – pentru montajul tampoanelor de cauciuc în paralel).

În software-ul de comandă automată al presei au fost fixaţi următorii parametrii:

număr de cicluri încărcare-descărcare = 4 cicluri pentru CAZUL 1 şi 5 cicluri pentru CAZUL 2; deplasarea minimă = 1 mm; deplasarea maximă = 5 mm; frecvenţa de comandă pentru încărcare-descărcare de f1 = 0,008 Hz (CAZUL 1) şi f2 = 0,1 Hz (CAZUL 2).

Cunoscând frecvenţa de acţionare se pot calcula:

1 12 2 0,008 0,0503 [rad/s]fω = π = π ⋅ ≅

2 22 2 0,1 0,6283 [rad/s]fω = π = π ⋅ ≅ În funcţie de deplasările impuse prin software-ul de comandă de deplasare maximă şi

minimă, se înregistrează simultan: deplasarea, forţa rezultată şi timpul. În continuare se prezintă variaţia forţei rezultate în funcţie de timp (figs. 10-13) pentru

CAZUL 1 (f1 = 0,008 Hz) si CAZUL 2 (f2 = 0,1 Hz). În continuare se prezintă variaţia forţei rezultate în funcţie de timp, pentru CAZUL 2 (f2 = 0,1

Hz).

29

A

B

c d

Fig. 10. Variaţia forţei în funcţie de deformaţie pentru fiecare probă în parte (f2 = 0,1 Hz).

Fig. 11. Variaţia forţei în funcţie de deformaţie pentru cele 4 probe montate în paralel (f2 = 0,1 Hz).În

continuare se prezintă curbele histerezis - variaţia forţei rezultate în funcţie de deformaţie (figura 4.30 şi figura 4.31), pentru CAZUL 1 (f1 = 0,008 Hz).

Proba 1 - 0,1 Hz

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

5000

0 10 20 30 40 50 60 7

t [s]

F[N

]

Proba 2 - 0,1 Hz

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 10 20 30 40 50 60 7

t [s]

F[N

]

Proba 3 - 0,1 Hz

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0 10 20 30 40 50 60 7

t [s]

F[N

]

Proba 4 - 0,1 Hz

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 10 20 30 40 50 60 7

t [s]

F[N

]

Proba 1+2+3+4 (paralel) - 0,1 Hz

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

20000

0 10 20 30 40 50 60 70

t [s]

F[N

]

30

Fig. 12. Variaţia forţei în funcţie de deformaţie pentru fiecare probă în parte (f2 = 0,1 Hz).

Fig. 13. Variaţia forţei în funcţie de deformaţie pentru cele 4 probe montate în paralel (f2 = 0,1 Hz).

b. Determinarea caracteristicii de amortizare

b1. Metodă generală de calcul

La toate aceste curbe histerezis măsurate, pentru determinarea fracţiunii din amortizarea critică echivalentă se utilizează modelul general reprezentat în figura 14 şi următoarea expresie de calcul:

max4eqc

el

WW∆

ζ =π

unde: W∆ - este capacitatea de disipare a energiei (aria cuprinsă în interiorul elipsei);

Proba 1 - 0,1Hz

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

5000

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5

d [mm]

F [

N]

Proba 2 - 0,1Hz

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5

d [mm]

F [

N]

Proba 3 - 0,1Hz

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5

d [mm]

F [

N]

Proba 4 - 0,1Hz

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5

d [mm]

F [

N]

Proba 1+2+3+4 (paralel) - 0,1Hz

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

20000

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 5,5

d [mm]

F [N

]

31

maxelW - energia disipata maximă (aria cuprinsă în interiorul triunghiului);

Fig. 14. Schematizarea elementelor de calcul pe bucla histeretica.

Metodă de verificare prin calcul a fracţiunii din amortizarea critică echivalentă

Rezultate sintetice şi verificări

Rezultate obţinute din măsurările experimentale în CAZUL 1 (f1 = 0,008 Hz), sunt prezentate în tabele.

Concluzii parțiale

Pe baza metodelor experimentale, instrumentale și informatice rezultă că procedurile din standardele SR EN 1337 și SR EN 15129 pot fi realizate cu mare precizie, în timp real și cu arhivarea electronică necesară.

Pentru elementele elastomerice de gabarit mic, cele antivibratile s-a utilizat standul experimental specializat din dotarea ICECON S.A.

Pentru mostrele din elastomer s-a utilizat presa pulsatoare cu înregistrarea automată a forței și deplasării cu trasarea buclelor histeretice.

Metodele prezentate au fost verificate experimental în laborator și sunt valabile pentru orice tip de izolator.

4.5 Rezultate experimentale parametrice pentru dispozitivele elastomerice

antiseismice solicitate în regim dinamic

Încercările semnificative pentru caracterizarea dispozitivelor antiseismice elastomerice se realizează în regim dinamic la frecvențe de la 0.2Hz pana la 3Hz, pe standuri specializate cu actuatoare comandate cu servovalve asistate electronic și informatic astfel încât sa poată fi atinse valorile de încercare.

În cadrul cercetărilor aferente tezei de doctorat au fost realizate încercări la scara naturală în cadrul laboratoarelor din Romania și din străinătate, după cum urmează: ICECON-Bucuresti, Eucentre-Pavia, Alga-Milano, Isolab – Universitatea Basilicata Potenza, Sismalab-Taranto, DIS-Reno(SUA).

32

CAPITOLUL 5

CONCLUZII , CONTRIBUȚII ORIGINALE ȘI DIRECȚII VIITOARE DE STUDIU

Obiectivul principal al tezei de doctorat constă în conceperea şi stabilirea unor soluţii tehnice

de încercare rapidă şi precisă pentru soluţiile de izolare antiseismică. Aceste soluții ţin seama atât de situațiile reale existente cât și de cerințele reglementate privind protecția fondului construit împotriva acțiunilor seismice. Pentru aceasta conceptul de încercare obiectivă şi precisă are la bază direcții interdisciplinare legate de caracterul aleator al acțiunilor dinamice cu echivalări deterministe în funcție de sursă, de varietatea configurațiilor structurale cu posibilități reduse de simplificare și reducere la cerințele unui model fizico-matematic.

Adăugăm stabilirea caracteristicilor specifice sistemului real, în corelaţie cu posibilitatea de estimare/evaluare a răspunsului seismic ţinând seama de model, soluțiile tehnice ale dispozitivelor anti-seismice destinate izolării bazei și, nu în ultimul rând, o gamă largă a elementelor anti-seismice pe bază de compozite elastomerice privind caracteristicile statice și dinamice.

Necesitatea cercetărilor din prezenta teză se bazează pe ansamblul rezultatelor analizei multicriteriale a stadiului actual în domeniul considerat. Materialele compozite elastomerice folosite pentru realizarea dispozitivelor antiseismice trebuie încercate pe baza unor metode avansate astfel încât să fie asigurate cerinţele de performanţă.

Obiectivul tezei de doctorat se realizează prin: - evaluarea instrumentală şi informatică a sistemelor vâsco-elastice de izolare a bazei; - metode avansate de evaluare a amortizării, rigidităţii şi rezistenţei la oboseală; - evaluarea răspunsului dinamic; - stabilirea parametrilor de compatibilizare a dispozitivelor cu sistemele structurale în vederea

reducerii vibrațiilor transmise. Pe parcursul cercetărilor doctorale efectuate, descrise în această teză de doctorat,

s-au obținut o serie de soluții originale în conceperea şi stabilirea unor soluţii tehnice de încercare rapidă şi precisă pentru soluţiile de izolare antiseismică. Printre cele mai importante contribuții originale ale autorului se pot enumera:

1. Definirea şi fundamentarea conceptului de analiză structurală a dispozitivelor antiseismice; 2. Fundamentarea sistemelor de izolare a bazei pentru structuri rigide monobloc; 3. Dezvoltarea soluțiilor utilizate în domeniul izolării bazei cu sisteme elastice și disipative,

ţinând seama de interfața structură - izolator – teren; 4. Analiza opțiunilor de modelare matematică și simulare computerizată a ansamblului

structură - sistem de izolare - fundație și parametrii inerțiali specifici sistemelor structurale cu comportare de solid rigid;

5. Dezvoltarea de soluții de izolare antiseismică; 6. Analiza tipologiei standurilor de încercare dinamică ; 7. Dezvoltarea de metode avansate de evaluare experimentală în timp real; 8. Descrierea răspunsului dinamic pentru modele reologice simple şi compuse; 9. Descrierea răspunsului dinamic al structurii în regim de izolare a bazei;

33

10. Analiza soluțiilor cu aplicabilitate semnificativă, la izolarea dinamică a construcțiilor sub acțiunea seismelor, cât si a reazemelor antiseismice elastomerice la acțiuni deterministe în regim de laborator.

11. Evaluarea teoretică și experimentală a dispozitivelor antiseismice elastomerice; 12. Determinări experimentale atât în ceea ce privește comportarea în regim dinamic a

structurilor rigide cu rezemare multiplă cât şi a sistemelor individuale; 13. Evaluarea teoretică și experimentală a dispozitivelor antiseismice elastomerice.

Pe baza cercetărilor efectuate am elaborat, susținut și publicat 29 lucrări științifice în domeniul tezei dintre care 15 au fost publicate ca prim autor. Printre acestea, se află un capitol carte, trei lucrări publicate în jurnale indexate B+ publicate în reviste din România indexate în baza de date SCOPUS, iar 25 lucrări sunt susținute la diferite conferințe naționale și internaționale. În continuare sunt prezentate toate publicațiile la care am contribuit pe durata programului de pregătire doctorală.

Listă lucrări Mihai Valentin Ciuncanu

I. Capitol carte Editura Academiei

1. R.Ilie, C.Brişan, M.Ciuncanu, Plasticity and damage in a polycrystalline microstructure, chapter 7, vol. 2 Editura Academiei, pp.149-164, 2016. II. Articole publicate în Reviste B+ din România (baza de date SCOPUS)

2. R.Ilie, I.Girip, M.Ciuncanu, M.Turley, A Preisach model for hysteretic description of natural maize composites, Romanian Journal of Technical Science - Applied Mechanics, Tome 61, Nº 2, pp. 144-160, ISSN 0035-4074, Bucarest, 2016.

3. M.Ciuncanu, V.Chiroiu, On the post-earthquake damage detection of structures, Romanian Journal of Technical Science - Applied Mechanics, Tome 61, Nº 3, pp. 189-205, ISSN 0035-4074, Bucarest, 2016.

4. M. Ciuncanu, I. Girip, On the structural stability in the context of Filippov theory, Romanian Journal of Mechanics, vol.2, nr.2 pp. 43-55, ISSN 2537 - 5229, ISSN-L 2537 – 5229, 2017. IV. Proceedinguri conferințe naționale și internaționale

5. St.Donescu, M.Ciuncanu, L.Munteanu, Chaotic behavior of a nonlinear oscillator with kinematic excitation, The Annual Symposium of the Institute of Solid Mechanics (SISOM 2016) and Symposium of Acoustics Bucharest, May 21-22, 2015, Bucharest, 2015.

6. M.Ciuncanu, Performance requirements for generators of dynamic actions and monitoring systems for dedicated testing, The Annual Symposium of the Institute of Solid Mechanics (SISOM 2016) and Symposium of Acoustics Bucharest, May 12-13, 2016.

7. D. Dumitriu, V.Chiroiu, M. Ciuncanu, An inverse problem for a general Stewart platform, XXVIII-th Annual Symposium of the Institute of Solid Mechanics and Session of the Comission of Acoustics, CD Proceedings, Bucharest, 18-19 May 2017.

8. P.Bratu, M.Ciuncanu, A.Stuparu, S.Popa, G.Voicu, Comparative analysis methods of the efficiency of the anti-seismic systems realised with composite rheological connections, XXVIII-th

34

Annual Symposium of the Institute of Solid Mechanics and Session of the Comission of Acoustics, CD Proceedings, Bucharest, 18-19 May 2017.

9. Truță, A., Ciuncanu, M., Experimental Evaluation Of The Resonance Condition With Controlled Accuracy On The Parametric Level, SISOM 30-31 mai 2012, Bucuresti.

10. Ciuncanu, M., Compatibilitatea sistemelor instrumentale și informatice pentru monitorizarea semnalelelor de vibrații cu transmitere la distanță, SISOM 30-31 mai 2012, Bucureşti.

11. Ciuncanu, M., Achiziţia şi prelucrarea semnalelor în sistem analog digital pentru vibraţiile tehnologice în procesul de comportare dinamică. Chişinău, Conferinta Internaţională de Mecanică, Acustica şi Vibraţii, 10-12 iunie 2013.

12. Ciuncanu, M., The influence of the excitation signal form on the evaluation of the damping characterics of the elestomeric antiseismic isolators, Bucuresti, SISOM 30-31 mai 2013.

13. Truță, A., Ciuncanu, M., Numerical and analogical evaluation of the hysteresis loops at the specialized stand test, SISOM 2013, Bucuresti, Romania.

14. Ciuncanu, M., Controlul răspunsului dinamic la încercarea izolatoarelor antivibratile din neopren la excitaţii cu vibratoare inerţiale cu mase excentrice, SysStruc, 26-28 septembrie 2013.

15. Ciuncanu, M., Asigurarea reglajelor de compatibilitate a vibratoarelor inerţiale cu mase excentrice rotative în raport cu motorul electric de acţionare, SysStruc, 26-28 septembrie 2013.

16. Ciuncanu, M., Acquisition and Processing of the Parametric Signals Recorded at the Dynamic Testing of the Elastomeric Antiseismic Devices. 38th International Conference on Mechanics of Solids, Acoustics and Vibrations, Piteşti, 3-5 September 2014.

17. Ciuncanu, M., Specialized Stand for Dynamic Tests Having Command Functions for the Antiseismic Devices, 38th International Conference on Mechanics of Solids, Acoustics and Vibrations, Piteşti, 3-5 September 2014.

18. Ciuncanu, M., Performance requirements for generators of dynamic actions and monitoring systems for dedicated testing stands, SISOM 12-13 mai 2016, Bucuresti.

19. Bratu P., Popa S., Ciuncanu M., Stuparu A., Identificarea modelelor reologice Voigt-Kelvin si Maxwell in conditii experimentale pe standuri de incercare, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

20. Ciuncanu M., Metodă şi procedeu de achiziţie, analiză şi prelucrare a semnalelor înregistrate experimental, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

21. Ciuncanu M., Truţă A., -Încercări în regim dinamic pentru determinarea performanţelor elementelor antivibratile din cauciuc, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

22. Ghinea A., Ciuncanu M., Truţă A., Constantin B., Determinarea caracteristicilor de rezistenţă şi ductilitate a cuplelor mecanice în regim static şi dinamic, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

23. Bratu P., Ghinea A., Truţă A., Bogdan C., Ciuncanu M., Vasile O. Metodă şi stand de încercare pentru dispozitive elastomerice la scară naturală, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

24. Ghinea A., Truţă A., Bogdan C., Ciuncanu M., Vasile O. Metodă şi stand de încercare pentru dispozitive cu amortizare vâscoasă, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

35

25. Ion D., Ciuncanu M., Constantin B., Determinarea experimentala a parametrilor de performanta a echipamentelor de incalzire a spatiilor de locuit(sobe, seminee, masini de gatit si boilere cu combustibil solid), EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

26. Ion D., Ciuncanu M., Determinarea experimentala a rezistentei mecanice la actiunea presiunii de proba pentru tevi si conducte, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

27. Ciuncanu M., Echipament instrumental si informatic pentru monitorizarea in timp real a parametrilor de incarcare sub presiune variabila, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

28. Ciuncanu M., Zaharia C., Echipament cu microunde pentru uscarea controlata a materialelor din lemn pentru constructii, SINGRO, 8-9 septembrie 2016, Craiova.

29. Ion D, Ciuncanu, M., Performanta termica a aparatelor inteligente de incalzire a locuintelor individuale pe baza de combustibili solizi, SINGRO, 8-9 septembrie 2016, Craiova.

Direcții viitoare de studiu

Prezenta teză de doctorat prin soluțiile științifice și tehnice adoptate ca urmare a soluțiilor instrumentale și informatice realizate se constituie ca bază de dezvoltare a unor direcții viitoare de cercetare după cum urmează:

a) Modelarea fizică și numerică împreună cu perfecționarea sistemului instrumental informatic

de analize parametrice pentru standuri dinamice cu forțe mari și mase mari în mișcare, unde trebuie corectat efectul inerțial astfel încât caracteristica dispozitivului antiseismic forță/deformație să nu fie influențată de forța inerțială a masei în mișcare.

b) Dezvoltarea unor sisteme instrumentale și informatice cu un grad ridicat de rezoluție având posibilitatea unei discretizări rafinate a semnalelor analogice in scopul măririi gradului de precizie pe baza unei convergențe ridicate a semnalului analogic cu cel digital.

c) Conceperea, modelarea și dezvoltarea unui stand dinamic multifuncțional menit să poată simula în mod real comportarea dinamică a dispozitivelor antiseismice liniare elastomerice si disipative pe baza de ulei siliconic.

d) Crearea unor sisteme electronice și informatice de comandă analiză și decizie în timp real pentru standurile dinamice cu actuatoare hidraulice acționate de la grupuri de pompare comandate în sistem de bucla închisă folosind servovalve cu un grad de rezoluție suficient de precis astfel încât sa fie asigurată stabilitatea și fidelitatea excitației cinematice realizată de actuatorul hidraulic

Ca urmare a direcțiilor de cercetare prezentate anterior și ținând seama de faptul că în industria de specialitate pot fi realizate componente cu funcții definite rezultă ca fiind utilă și fezabilă o analiză aprofundată asupra perfecționării si diversificării standurilor dinamice pentru încercarea dispozitivelor antiseismice conform cerințelor standardelor europene de încercare și a eurocodurilor pentru construcții civile și pentru construcții de poduri și viaducte.

36

BIBLIOGRAFIE

[1] Alexandru, C., 2013. Evaluation of internal dissipated energy for anti-vibration isolators, 20th ICSV, Bangkok, ISBN 978-616-335-398-6, pp 1325-1331.

[2] Alexandru, C., 2013. Analysis of the dynamic behavior of the antiseismic elastomeric isolators based on the evaluation of the internal dissipated energy, Applied Mechanics and Materials, 430, DOI: 10.4028/www.scientific.net/AMM.430.317, pp. 317-322.

[3] Alexandru, C., 2014. Rheological models of vibration isolation systems for elastomeric materials, 21th ICSV, Beijing, ISBN 978-83-62652-65-5, pp. 589-595.

[4] Alexandru, C., 2014. Influence of position angle of elastic anti-vibration elements on the transmissibility, Romanian Journal of Acoustics and Vibration, 11 (1), ISBN 1584-7284, pp. 59-62.

[5] Alexandru, C., 2015. Parametric analysis of dynamic isolation of harmonic actions basedon a variety of rheological composed models, 22th ICSV, Florence Italy, ISBN 978-88-88942-49-0.

[6] Axinte, G., 2008. Compendiu de mecanică. Ed. Tehnică – Info, Chișinău.

[7] Bathe, K.J.; Wilson, E.L.,1976. Numerical Method in Finite Element Analysis, Preutice Hall inc., New Jersey.

[8] Bălan, G., 1988. Mecanica vibratiilor, Universitatea "Dunărea de Jos" din Galați.

[9] Beleș, A.; Ifrim, M., 1962. Elemente de seismologie inginereasca, Editura Tehnică, București, pp. 48-138.

[10] Bijan, Samali; Yi Min, Wu; Jianchun, Li, 2003. Shake Table Tests on a Mass Eccentric Model with Base Isolation, Earthquake Engineering and Structural Dynamics, Earthquake Eng Struct. Dyn., 32, pp1353-1372.

[11] Bratosin, D., 2004. Non-Linear Effects in Seismic Base Isolation, The Prodeedings of the Romanian Academy, Series 4, Vol. 5, No. 3;

[12] Bratu, P.,1980. Influența sistemului elastic de amortizare asupra parametrilor dinamici la cilindrii compactori vibratori. Teză de doctorat. Institutul de Construcții București.

[13] Bratu, P., 1982. Izolarea și amortizarea vibrațiilor la utilaje de construcții, Ed. INCERC, București.

[14] Bratu, P., 1990. Sisteme elastice de rezemare pentru mașini și utilaje, Ed. Tehnică, București.

[15] Bratu, P. 1994. Vibraţii mecanice. Universitatea “Dunărea de Jos” Galaţi.

[16] Bratu, P., 1998. Vibraţii mecanice. Teorie. Aplicaţii tehnice, Editura Impuls, Bucureşti.

[17] Bratu, P., 2000. Vibrațiile sistemelor elastice, Ed. Tehnică, București.

[18] Bratu, P., 2011. Analiza structurilor elastice. Comportarea la acțiuni statice și dinamice, Ed. Impuls, București.

[19] Bratu, P.; Kolumban, V., 1989. Sisteme de rezemare cu elemente antivibratile din cauciuc, Simpozionul internaţional “Dinamica fundaţiilor de maşini”, Leningrad.

[20] Bratu, P., 1999. Estimation of the internal energy dissipated inside materials with viscous rheological non-linear inertial subjected to harmonic inertial disturbing force, Int. Conference on Engineering Rheology, ICER, ’99, Zielono Gora (Polonia).

[21] Bratu, P., 9 – 10 May 2008. Base isolation and dissipation systems subjected to seismic action, Proc. Int. Conf. „Constructions 2008”, Cluj-Napoca, România.

[22] Bratu, P., 2009. Experimental evaluation of the antivibrating damping capacity in case of elastomers used for tram railway supportins, Materiale plastice, vol. 46, nr. 2.

37

[23] Bratu, P., 2009. Rheological model of the neopren elements used for base isolation against seismic actions, Materiale plastice, vol. 46, nr. 3.

[24] Bratu, P. , 2006. Mecanica sistemelor deformabile. Ed. Impuls, Bucureşti.

[25] Bratu, P., 2010. Elastic and damping parameters for vibration insulation system, INTER-NOISE 2010, the 39th International Congress and Exposition on Noise Control Engineering, Lisbon, Portugal.

[26] Bratu, P., 2011. Dynamic response features at seismic actions for buildings provided with passive base isolation, International Institute of Acoustics and Vibration (IIAV), 18th International Congress on Sound and Vibration (ICSV 18), Rio de Janeiro, Brazil.

[27] Bratu, P.; Vasile, O., 2012. Modal analysis of the viaducts supported on the elastomeric insulators within the Bechtel constructive solution for the Transilvania Highway, J. Sound and Vibration, Volume IX, Issue 2, pp. 77-82.

[28] Bratu P.; Alexandru C.; Vasile O.,2014. Evaluation of seismic isolation shock capacity of propped building on elastomeric devices, 21th ICSV, Beijing, China.

[29] Bratu, P., 1998. Dispozitiv și sistem de protecție antiseismică, Brevet de invenție nr. 113074 prin hotărârea nr. 7/041 din 27.02.1998, Oficiul de Stat pentru Invenții și Mărci, București, România.

[30] Bratu, P., Reazem elastic antivibratil în configurație poligonală închisă, Brevet de invenție nr. 115190 prin hotărârea nr. 4/529 din 29.10.1999, Oficiul de Stat pentru Invenții și Mărci, București, România;

[31] Bratu, P.; Vasile, O.; Alexandru, C.; Murzea,.P, 2013. Concepts, models and procedures regarding the functional performance behaviour of anti-seismic devices for the base isolation system, Cea de-a cincea ediţie a conferinţei de cercetare în construcţii, economia construcţiilor, arhitectură, urbanism şi dezvoltare teritorială, INCERC.

[32] Bratu, P.; Alexandru, C., 2013. Compare analysis of dynamic response of an elastic-dissipative system with Voight-Kelvin or Maxwell Rheological behaviour, 20th ICSV, Bangkok, ISBN 978-616-335-398-6.

[33] P.Bratu, M.Ciuncanu, A.Stuparu, S.Popa, G.Voicu, Comparative analysis methods of the efficiency of the anti-seismic systems realised with composite rheological connections, XXVIII-th Annual Symposium of the Institute of Solid Mechanics and Session of the Comission of Acoustics, CD Proceedings, Bucharest, 18-19 May 2017.

[34] Bratu, P.P.; De Marco, G; Alexandru, C., 2013. Reinforcement and prestressing systems of concrete at the execution of structural elements, Congress on Materials & Structural CMSS 2013, Rabat, Maroc, ISBN 978-9954-32-689-3.

[35] Buzdugan, Gh., 1980. Izolarea antivibratorie a mașinilor, Ed. Academiei RSR, București.

[36] Buzdugan, Gh.; Fetcu, L.; Radeș, M., 1982. Vibrații mecanice, E.D.P., București, pp.171-196.

[37] Burtscher, St.; Dorfmann, A.; Bergmeister, K., 1998. Mechanical Aspects of High Damping Rubber, Proceedings of the 2nd Intl. PhD Symposium in Civil Engineering, Budapest.

[38] Chaudhary, M.T.A.; Abe, M.; Fujino, Y.; Yoshida, J., 2001. Performance evaluation of base-isolated Yama-age Bridge with high damping rubber bearings using recorded seismic data, Engineering Structures, Vol. 23, pp. 902-910.

[39] Cheung, R.; Vogel, D., 2011. Can facebook enhance the communications between teachers and students?, The International Journal of Learning, 17(11), pp. 365-397.

[40] Chen, W.F.; Scawthorn, C., 2003. Earthquake Engineering Handbook, CRC Press.

[41] Chiroiu, V.; Sireteanu, T., 200.. Topics in applied mechanics. Vol. I, Ed. Academiei.

[42] Cho, D.M.; Retamal, E., 1993. The Los Angeles County Emergency Operations Center on High-Damping Rubber Bearings to Withstand an Earthquake Bigger than the Big One,

38

Proceedings of Seminar on Seismic Isolation, Passive Energy Dissipation and Active Control, Applied Technology Council Report No. ATC-17-1, Redwood City, California.

[43] Ciuncanu, M., 2015. Test performance evaluation for elastomeric anti-seismic devices on specialized stands with controlled generation excitation functions, 22th International Congress on Sound and Vibration, Florance, Italy.

[44] Ciuncanu M., Metodă şi procedeu de achiziţie, analiză şi prelucrare a semnalelor înregistrate experimental, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

[45] Ciuncanu M., Truţă A., -Încercări în regim dinamic pentru determinarea performanţelor elementelor antivibratile din cauciuc, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

[46] M.Ciuncanu, V.Chiroiu, On the post-earthquake damage detection of structures, Romanian Journal of Technical Science - Applied Mechanics, Tome 61, Nº 3, pp. 189-205, ISSN 0035-4074, Bucarest, 2016.

[47] M. Ciuncanu, I. Girip, On the structural stability in the context of Filippov theory, Romanian Journal of Mechanics, vol.2, nr.2 pp. 43-55, ISSN 2537 - 5229, ISSN-L 2537 – 5229, 2017.

[48] M.Ciuncanu, Performance requirements for generators of dynamic actions and monitoring systems for dedicated testing, The Annual Symposium of the Institute of Solid Mechanics (SISOM 2016) and Symposium of Acoustics Bucharest, May 12-13, 2016.

[49] Ciuncanu, M., Compatibilitatea sistemelor instrumentale și informatice pentru monitorizarea semnalelelor de vibrații cu transmitere la distanță, SISOM 30-31 mai 2012, Bucureşti.

[50] Ciuncanu, M., Achiziţia şi prelucrarea semnalelor în sistem analog digital pentru vibraţiile tehnologice în procesul de comportare dinamică. Chişinău, Conferinta Internaţională de Mecanică, Acustica şi Vibraţii, 10-12 iunie 2013.

[51] Ciuncanu, M., The influence of the excitation signal form on the evaluation of the damping characterics of the elestomeric antiseismic isolators, Bucuresti, SISOM 30-31 mai 2013.

]52] Ciuncanu, M., Controlul răspunsului dinamic la încercarea izolatoarelor antivibratile din neopren la excitaţii cu vibratoare inerţiale cu mase excentrice, SysStruc, 26-28 septembrie 2013.

[53] Ciuncanu, M., Asigurarea reglajelor de compatibilitate a vibratoarelor inerţiale cu mase excentrice rotative în raport cu motorul electric de acţionare, SysStruc, 26-28 septembrie 2013.

[54] Ciuncanu, M., Acquisition and Processing of the Parametric Signals Recorded at the Dynamic Testing of the Elastomeric Antiseismic Devices. 38th International Conference on Mechanics of Solids, Acoustics and Vibrations, Piteşti, 3-5 September 2014.

[55] Ciuncanu, M., Specialized Stand for Dynamic Tests Having Command Functions for the Antiseismic Devices, 38th International Conference on Mechanics of Solids, Acoustics and Vibrations, Piteşti, 3-5 September 2014.

[56] Ciuncanu, M., Performance requirements for generators of dynamic actions and monitoring systems for dedicated testing stands, SISOM 12-13 mai 2016, Bucuresti.

[57] Ciuncanu M., Echipament instrumental si informatic pentru monitorizarea in timp real a parametrilor de incarcare sub presiune variabila, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

[58] Ciuncanu M., Zaharia C., Echipament cu microunde pentru uscarea controlata a materialelor din lemn pentru constructii, SINGRO, 8-9 septembrie 2016,

[59] Crisfiled, M. A., 2000. Non-linear Finite Element Analysis of Solids and Structures, vol I & vol. II, ISBN 0 471 92956 5, Thomson Press (India) Ltd., New Delhi.

[60] Cuteanu, E.; Marinov, R., 1980. Metoda elementelor finite în proiecterea structurilor, Editura Facla, Timişoara.

[61] Dankowski, J., 2001. Low Frequency Shock and Vibration Isolation for Precision Engineering and Nanotechnology, FABREEKA Vibration & Shock Control, Fabreeka International Inc.

[62] Dashevsky, M.; Mironov, S.E.; Motorin, V.; Hadjikov, L.; PaskalevaI I.; Ianov, J., 2003. Vibroprotection - Theory and Realization, Scientific and Technological Center "Vibroseismoprotection", Bulgaria.

39

[63] St.Donescu, M.Ciuncanu, L.Munteanu, Chaotic behavior of a nonlinear oscillator with kinematic excitation, The Annual Symposium of the Institute of Solid Mechanics (SISOM 2016) and Symposium of Acoustics Bucharest, May 21-22, 2015, Bucharest, 2015.

[64] Drăgan, N., 2009. Studies on the Mechanical Elastic Systems with nonlinear damping. Power and amplitude numerical analysis, Proceedings of the 10th WSEAS International Conference on AUTOMATION & INFORMATION "ICAI’09", ISBN 978-960-474-064-2, ISSN 1790-5117, pp.130.

[65] Drăgan, N., 2011. Dynamic analysis of the forced steady-state vibration of the mechanical elastic systems with nonlinear damping, Annals of the Oradea University, Fascicle of Management and Technological Engineering, vol. X (XX), ISSN 1583-0691, NR2, pp. 2.32-2.40.

[66] Drăgan, N., 2012. Considerations on the composite neoprene vibration isolators used for the mechanical systems bearings. The dynamics of the non-linear models, Annals of the Oradea University, Fascicle of Management and Technological Engineering vol. XI (XXI) NR2, ISSN 1583-0691, pp. 4.35-4.41.

[67] D. Dumitriu, V.Chiroiu, M. Ciuncanu, An inverse problem for a general Stewart platform, XXVIII-th Annual Symposium of the Institute of Solid Mechanics and Session of the Comission of Acoustics, CD Proceedings, Bucharest, 18-19 May 2017.

[68] Farzad, N.; Kelley, J.; 1999. Design of Seismic Isolated Structures: From Theory to Practice, John Wiley and Sons Inc, New York.

[69] Flandrin, P.; Auger, F.; Chassande-Mottin, E., 2003. Time-Frequency Reassignment: From Principles to Algorithms, in Applications in Time-Frequency Signal, Processing (A. Papandreou-Suppappola, ed.), ch. 5, CRC Press, pp. 179 – 203.

[70] Fujino, Y.; Soong, T.T.; Spencer, Jr. B.F., 1996. Structural Control: Basic Concepts and Applications, Proceedings of the 1996 ASCE Structures Congress, Chicago, Illinois.

[71] Gafițanu, M.; Crețu, Sp.; Drăgan, B., 1989. Diagnosticarea vibroacustică a mașinilor si utilajelor, Ed. Tehnică, București, pp. 7-10, 43-44, 105-109, 149-159;

[72] Gârbea, D., 1990. Analiză cu elemente finite, Editura Tehnică, Bucureşti.

[73] Ghinea, M.; Fireteanu, V., 1999. MATLAB - Calcul numeric - Grafică – Aplicații, Ed. Teora, București.

[74] Gillich, G.R.; Bratu, P.P.; Răduca, M.; Amariei, D.; Iancu, V., 2009. Behavior of composite bearings used in bridge isolation, KORSD 2009 Vilnius, Lithuania, ISBN 978-9955-28-482-6.

[75] De Marco, G; Alexandru, C., 2013. The constructive, dynamic and technological performance of anchors with strands for strengthening the foundation systems of buildings, Congress on Materials & Structural CMSS 2013, Rabat, Maroc, ISBN 978-9954-32-689-3.

[76] Göbel, E.F., 1969. Gummifederen. Berechnung und Gestaltung, Berlin, Göttingen, Heidelberg, New-York, Springer-Verlag.

[77] Giclea, M.; Sireteanu, T.; Ghiță, Gh., 2008. Metode de inteligență computațională cu

aplicații la sisteme dinamice. Ed. Bren, București. [78] Grămescu, A. M.; Barbu, D., 2006. The Technical Expert Guide, 2nd edition, AGIR

Publishing House (The General Association of Romanian Engineers), Bucharest, România, ISBN 973-720-042-X.

[79] Grămescu, A. M.; Barbu, D., 2006. The Valuation of Real Estate Properties in Construction, Publishing House EX PONTO, Constanța, România, ISBN (10) 973-644-520-8 and ISBN (13) 978-973-644-520-0.

[80] Grigorescu, L.; Oproescu, Gh.; Năstac, S., 2002. Teoria semnalelor și automatizări, Editura Impuls, București ISBN 973-8132-24-X.

40

[81] Gyung, Ju Kang; Beom, Soo Kang, 2009. Dynamic analysis of fiber-reinforced elastomeric isolation structures, Journal of Mechanical Science and Technology 23.

[82] Hadâr, A.; Marin, C.; Petre, C.; Voicu, A., 2005. Metode numerice în inginerie, Ed. Politehnică Press, București.

[83] Hamburger, L.; Buzdugan, Gh., 1958. Teoria vibrațiilor și aplicațiile ei în construcția mașinilor, Ed. Tehnică, București.

[84] Harris, C.M.; Crede, C.E., 1968. Șocuri și vibrații, vol. II, Ed. Tehnică, București.

[85] Harris, C.M.; Crede, C.E., 1969. Șocuri și vibrații, vol. III, Ed. Tehnică, București.

[86] Harris, C.M.; Piersol, A.G, 2002. Harris’ Shock and vibration handbook (fifth edition), The McGraw-Hill Book Co, ISBN 0-07-137081-1, USA.

[87] Hartmann, F.; Katz, C., 2007. Structural Analysis with Finite Elements, ISBN-13 978-3-540-49698-4, Springer-Verlag Berlin Heidelberg.

[88] Hutton, D., 2004. Fundamentals of Finite Element Anaysis, McGraw-Hill Company, ISBN 0-07-239536-2, New York.

[89] Iancu, V., 2008. Mechanics of elastomeric bearings, Workshop exploratoriu Program IDEI „Modelarea reologică avansată în concepţie micro şi macrostructurală a sistemelor compozite din neopren pentru izolarea bazei la şocuri şi vibraţii”, Brăila.

[90] Iancu, V., 2009. Sisteme de izolare seismică din neopren, Conferinţa „Creativitatea tinerilor, tradiţie a Banatului Montan”, ediţia a IX-a, Reşiţa.

[91] Iancu, V., 2010. Stadiul actual al cercetărilor privind utilizarea sistemelor de izolare seismică din elastomeri în construcţia podurilor, Referat ştiinţific I.

[92] Iancu, V.; Gillich, G.-R.; Iancu, A., 2010. State-of-the-art regarding seismic isolation system, A X-a Conferinţă Naţională Multidisciplinară – cu participare internaţională “Profesorul Dorin Pavel”, Sebeş, ISSN 2067-7138;

[93] R.Ilie, C.Brişan, M.Ciuncanu, Plasticity and damage in a polycrystalline microstructure, chapter 7, vol. 2 Editura Academiei, pp.149-164, 2016.

[94] Ion D, Ciuncanu, M., Performanta termica a aparatelor inteligente de incalzire a locuintelor individuale pe baza de combustibili solizi, SINGRO, 8-9 septembrie 2016, Craiova.

[95] Ion D., Ciuncanu M., Constantin B., Determinarea experimentala a parametrilor de performanta a echipamentelor de incalzire a spatiilor de locuit(sobe, seminee, masini de gatit si boilere cu combustibil solid), EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

[96] Ion D., Ciuncanu M., Determinarea experimentala a rezistentei mecanice la actiunea presiunii de proba pentru tevi si conducte, EMECH, ROMANIA, 8-9 Iunie 2016, Brașov.

[97] R.Ilie, I.Girip, M.Ciuncanu, M.Turley, A Preisach model for hysteretic description of natural maize composites, Romanian Journal of Technical Science - Applied Mechanics, Tome 61, Nº 2, pp. 144-160, ISSN 0035-4074, Bucarest, 2016.

[98] James, M.K., 1991. Base Isolation: Origin and Development, EERC News, Vol. 12, No. 1.

[99] Kelly, M.J.; Konstantinidis, A.D., 2011. Mechanics of rubber bearings for seismic and vibration isolation, J. Wiley&Sons Ltd.

[100] Knaebel, M.; Jäger, H.; Mastel, R., 2009. Technische Schwingungslehre. Studium, Veweg + Teubner, Wiesbaden.

[101] Kramer, H., 2007. Angewandte Baudynamic. Ernst & Sohn, Berlin. [102] Kulyabko, V.; Davydov, I., 2000. Random Oscillations and Comfort of Structures,

Proceedings of the 8th ASCE Specialty Conference an Probabilistic Mechanics and Structural Reliability, PMC 2000-314.

41

[103] Leondes, Cornelius T., 1999. Structural dynamic systems computational techniques and optimization. Techniques in buildings and bridges, vol. 11, Gordon and Breach Science Publishers, Amsterdam.

[104] Leopa, A.; Năstac, S., 2008. Dynamic behaviour of foundations in linear and nonlinear elastic characteristics hypothesis, WSEAS Transactions on Applied and Theoretical Mechanics, Issue 4, vol.3, ISSN 1991-8747, pp. 145-154.

[105] Leopa, A.; Năstac, S., 2010. Dynamical response analysis on a system with one degree of from stresses by the different pulse excitation functions, The Annals of "Dunărea de Jos" University of Galați, Fascicle XIV Mechanichal Engineering, ISSN 1224-5615, vol.2, pp.71-74.

[106] Leopa, A.; Năstac, S., 2012. Characterization of bearings nonlinearities influences on viaducts dynamic responses, The Annals of ''Dunărea de Jos'' University of Galați, Fascicle XIV, Mechanical Engineering, Issue Vol 2, pp.77-82.

[107] Lindley, P.B., 1973. Engineering Design with Natural Rubber, Technical Bulletin, The Malaesian Rubber Producers Researcs Asociation, MRPRA.

[108] Marin, C., 2000. Vibrațiile structurilor mecanice. Ed. Impuls.

[109] Matson, D.D.; Buckland, P.G., 1995. Experience with seismic retrofit of major bridges, Proceedings of the National Seismic Conference on Bridges and Highways: „Progress in Research and Practice”, California.

[110] Mazilu, P., 2003. Reducerea riscului seismic la constructiile existente, Revista Construcții civile și industriale, aprilie 2003, pp. 108, 110.

[111] Michael, C.; Hasan, K., 2003. Sismic Izolasyon Yöntemiyle Binarin Depremden Korunmasi, Inşaat Mühendislerine Sertifika Program Ders Notlari, Istanbul Kültür University, Istanbul.

[112] Mihail, A., 2002. Mecanică teoretică II – Dinamica punctului material, Matrix Rom, Bucureşti.

[113] Miranda, J. C., 2003. Structural dynamics of base isolated buildings, IDC, San Jose, California.

[114] Mudurlugu, Afet Işleri Genel, 1998. Specification for Structures to be Built in Disaster Areas, Ankara,Turcia.

[115] Mullins, L., 1969. Softening of Rubber by Deformation, Rubber Chemistry and Technology, Volume 42, No.1.

[116] Murota, N.; Goda, K.; Suzusi, S.; Sudo, C.; Suizu, Y., 1994. Recovery Characteristics of Dynamic Properties of High-Damping Rubber Bearings, Proceedings of 3th U.S.–Japan Workshop on Earthquake Protective Systems for Bridges, Berkeley, California, Report No. NCEER 94-0009, National Center for Earthquake Engineering Research, State University of New York at Buffalo, New York.

[117] Naeim, F.; Kelly, J.M., 1999. Design of Seismic Isolated Structures from Theory to Practice, John Wiley & Sons Inc.

[118] Năstac, S., 2006. Analiza dinamică a sistemelor de izolare a vibrațiilor pentru echipamente încorporate în construcții, Teză de doctorat susținută la Universitatea "Dunărea de Jos" din Galați, pentru obtinerea titlului de Doctor în Inginerie Mecanică.

[119] Năstac, S., 2007. Numerical Simulations of the Special Isolation Devices Against Vibratory Actions, The Annals of “Dunărea de Jos” University of Galați, Fascicle XIV Mechanical Engineering, ISSN 1224 – 5615, pp. 111-116;

[120] Năstac, S.; Leopa, A., 2008. New structural configurations for vibroisolation devices with high isolation performances, WSEAS Transactions on Applied and Theoretical Mechanics, Issue 5, vol.3, ISSN 1991-8747, pp. 155-164;

42

[121] Năstac, S.; Debeleac, C.; Curtu, I.; Stanciu, M.D.; Leopa, A., 2009. On dynamics stochastic evaluation of embedded systems protection against vibration, 1619-1621, Annals of DAAAM for 2009 & Proceedings of the 20th International DAAAM Symposium, ISBN 978-3-901509-70-4, ISSN 1726-9679, pp. 1619, Editor Branko Katalinic, Published by DAAAM International, Vienna, Austria.

[122] Năstac, S., 2010. Computational dynamics of vibroisolation devices for embedded systems, Chapter 11 in Research Trends in Mechanics, vol. IV, Eds.: Munteanu L., Chiroiu V., Sireteanu T., Ed. Academiei Romane, ISBN 978-973-27-1945-1, pp. 241-273.

[123] Năstac, S.; Debeleac, C., 2012. Estimations on Thermo-mechanical Dynamics of Vibration Elastomeric Isolators, PAMM, Proceedings in Applied Mathematics and Mechanics, Volume 12, Issue 1, Article first published online: 3 DEC 2012 | DOI: 10.1002/pamm.201210290, pp. 603-604.

[124] Oproescu, Gh.; Năstac, S., 2000. Elemente de modelare numerică, Ed. Libertatea, Brăila, 2000.

[125] Pavel, C.,2000. Cercetări privind comportarea dinamică a sistemului generator de vibrații-mașină de construcții”, Teza de doctorat.

[126] Petre P., 2008. Condiţii de amplasament sub acţiunea seismică, Matrix Rom, Bucureşti, 2008;

[127] Posea, N., 1991. Calculul dinamic al structurilor, Ed. Tehnică, București.

[128] Priestley, M.J.N.; Seible, F.; Calvi, G.M., 1996. Seismic design and retrofit of bridges, John Wiley and Sons, New York.

[129] Rao, S.S., 1989. The Finite Element Method in Engineering, Pergamon Press, Headington Hill Hall, Oxford OX3 OBW, U.K.

[130] Sireteanu, T.; Giuclea, M.; Mitu, A.M. 2010. Identification of an extended Bouc.-Wen model with application to seismic protection through hysteretic devices. Computational Mechanics, 45, 5.

[131] Shafic, S.O., 1999. Techniques for Controlling Structural Vibrations, A Dissertation submitted to the Virginia Polytechnic Institute and State University for the PhD Degree.

[132] Skinner, R.I.; Robinson, W.H.; McVerry, G.H., 1993. An Introduction to Seismic Isolation, John Wiley & Sons Ltd., England.

[133] Snowdon, J.C., 1968. Vibration and shock in damped mechanical systems, John Wiley & Sons, New-York, London, Sydney.

[134] Stănescu, D.N.; Munteanu, L.; Chiroiu, V.; Pandrea, N., 2007. Sisteme dinamice. Teorie și aplicații. Ed. Academiei, București.

[135] Talbot, J.P., 2001. On the Performance of Base-Isolated Buildings: A Generic Model, A Dissertation Submitted to the University of Cambridge for the PhD Degree.

[136] Taylor, A.W.; Igusa, T., 2004. Primer on seismic isolation, 1st Edition American Society of Civil Engineers, Virginia.

[137] Tezcan, S.S., Cimilli, S., 2002. Seismic Base Isolation, Higher Education Foundation, Istanbul.

[138] Thompson, A.C.T.; Whittaker, A.S.; Fenves, G.L., Mahin, S.A., 2000. Property Modification Factors for Elastomeric Seismic Isolation Bearings, Proceedings of the 12th World Conference on Earthquake Engineering, Auckland, New Zealand.

[139] Tolskîi, V.E., 1976. Kolebania Silovogo Agregata Avtomobila, Moscova.

[140] Trevor, E.K, 2001. Base Isolation of Structures, Design Guidelines, Holmes Consulting Group Ltd.

43

[141] Trevor, E.K, 2001. In-Structure Damping and Energy Dissipation, Design Guidelines, Holmes Consulting Group Ltd.

[142] Trevor, E.K, 2001. Performance Based Evaluation of Buildings, Nonlinear Pushover and Time History Analysis, Reference Manual, Holmes Consulting Group Ltd.

[143] Trigili, G., 2010. Introduzione alla dinamica delle strutture e spettori di progetto. Ed. Dario Flaccorio, Palermo.

[144] Vasilescu, A., 2009. Importance of the Arch like Structural Element, The Second Romanian-South Korean Colloquium “Buckling Criterion for Arches Structures”, Technical University of Civil Engineeering, Bucharest, pp..27-39.

[145] Yin, Jun Jiang et al., 2012. Experimental Study on Seismic Isolation Bearing of Large Aqueduct, Applied Mechanics and Materials, Volumes 226-228, pp. 1693-1696.

[146] Ying, Bo Pang, 2013. Seismic Response Analysis of Soil-Structure Interaction on Base Isolation Structure, Advanced Materials Research, Volume 663, pp. 87-91.

[147] Zeveleanu, C.; Bratu, P., 2001. Vibrații neliniare, Ed. Impuls, București.

Cataloage de produse, documentații tehnice

[148]***, 14200-O-FVD 500/1400 RTC , Relationi Tecnica i di Calculo, Somma Srl Italia;

[149]***, Vibration Isolation Systems, GERB Schwingungsisolierungen GmbH & Co KG, 10 Edition 2000;

[150]***, ALGA Sism ,Prospect pentru HDRB și LRB de la firma ALGA;

Standarde, directive, normative, specificații tehnice

[152]***, DIN 4150-3:1999 Structural Vibration-Efects of Vibration on structures;

[153]***, AASHTO Guide Specifications for Seismic Isolation Design, 1991;

[154]***, Legea 10/1995 privind calitatea în construcții;

[155]***, Uniform Building Code, International Conference of Building Officials, California USA, 1997;

[156]*** Specificație tehnică privind cerințele de calitate și siguranța în funcțiune a echipamentelor vitale din dotarea construcțiilor supuse acțiunilor dinamice aleatoare, indicativ ST 027-2000, elaborata de Institutul de Cercetări pentru Echipamente și Tehnologii în Construcții ICECON SA, 2000;

[157]*** Monitorul Oficial Nr. 874 bis, Ordin pentru aprobarea Reglementării tehnice „Ghid privind proiectarea sistemelor de izolare seismică pasivă (reazeme, disipatori) a clădirilor” indicativ GP-101-04*, Bucureşti, septembrie 2004;

[158]*** ,Standard SR EN 1337-3, Aparate de reazem pentru structuri, Partea 3: Aparate de reazem din elastomeri, Bucureşti Septembrie 2006;

[159]*** ,Standard SR EN 15129, Dispozitive antiseismice, Bucureşti Martie 2011;

[160]*** Procedură de încercare a aparatelor de reazem din elastomeri, elaborată de Institutul de Cercetări pentru Echipamente și Tehnologii în Construcții ICECON SA, 2009;

[161]*** HDRB for base isolation, Prospect Bridgestone, Technical Report, Product Code:HDR-X0.6R;